Page 1

S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:30 Pagina 1

JAARGANG 22

NUMMER 2 JUNI 2018

IN

CL C S P P USI T EC ’1 EF IA 8 L

ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR HET GEOTECHNISCHE WERKVELD

GRONDBELASTING OP ANKERSTANGEN DE MEERWAARDE VAN REGIONALE PROEFVERZAMELINGEN, TOEGEPAST OP DATA UIT DE FORMATIE VAN BOOM

GOLFOVERSLAGPROEVEN OP DIJKEN ZETTINGFORMULE VAN TERZAGHI GEÏNTEGREERD

I N C LU S I E F

kunst


S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:30 Pagina 2

BESIX bouwt aan //Nederland

Tweede Coentunnel

Civiele bouw

Industriële bouw

Utiliteitsbouw

Maritieme bouw

Een wereldwijd opererend bouwbedrijf met ruim 100 jaar ervaring in de civiele betonbouw, industriële bouw, utiliteitsbouw en maritieme bouw. Sinds 1992 is BESIX actief in Nederland. Meebouwend aan de toekomst, met prestigieuze projecten als de Tweede Coentunnel, Parkeergarage Kruisplein, Landtunnel A2 Leidsche Rijn, OV Terminal Utrecht CS, Maastoren, keersluis in Heumen en de sluisverlengingen in Born, Maasbracht en Heel. Trondheim 22 – 24 Barendrecht +31 (0)180 64 19 90 nederland@besix.com

WWW.BESIXNEDERLAND.COM


S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:30 Pagina 3

Inhoud 19 Ingezonden – 32 Vraag & Antwoord – 34 Column – 36 The Magic of Geotechnics

GEOTECHNIEK Onafhankelijk vakblad voor het geotechnische werkveld

14

8 Zettingformule van Terzaghi geïntegreerd

Golfoverslagproeven op dijken

Bram Bot

Jentsje van der Meer / Astrid Labrujere / André van Hoven

20

28

De meerwaarde van regionale proefverzamelingen, toegepast op data uit de Formatie van Boom

Grondbelasting op ankerstangen Siebe Dijkstra / Guido Meinhardt / Klaas Jan Bakker

Chandra Algoe / Prof. Dr. Ir. André Vervoort / Ir. Annelies Govaerts / Ilse Vergauwen

INCLUSIEF

INTERNATIONALE CPT’18-SPECIAL

53

GEOKUNST Onafhankelijk vakblad voor gebruikers van Geokunststoffen

42

48

Deeltjesbeweging in een ballastbed gestabiliseerd met biaxiale en multiaxiale geogrids ing. Paul ter Horst

3

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Paalmatrassen internationaal: state of the art Dr. Ir. Suzanne van Eeleken


S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:31 Pagina 4

Members Executive Ex ecutivve Gold Member Me

Gold Members

IJzerweg 4 8445 PK Heerenveen Tel. 0031 (0)513 63 13 55 www..apva andenberrg g.com

Wilhelminakade 179 3072 AP Rotterdam Tel. 0031 (0)10 489 45 30 www..rrotterrdam.nl d

sinesqweg 1 2629 HV Delft Tel. 0031 (0)88 335 82 73 www..deltarre es.nl

Veurse Achterweg 10 2264 SG Leidschendam Tel. 0031 (0)70 311 13 33 www.fugr . o.com

Huesker BV BV Huesk er Synthetic Kievitsven Het Schild 108 39 V4 5249EB JK Den Rosmalen 5275 Dungen Tel. 73 202 Tel. 0031 0031(0) (0)88 59400 0070 50 www.huesker.nl www..huesk hueskerr.nl

Vierlinghstraat 17 4251 LC Werkendam Tel. 0031 (0)183 40 13 11 www.t .terrrac a on.nl

Silver Sil ve er Plus Members Memb

Kleidijk 35 3161 EK Rhoon Tel. 0031 (0)10 503 02 00 www. w..mosgeo.c mosgeo com

Veilingweg 2 5301 KM Zaltbommel Nederland Tel. 0031 (0)418 57 84 03

Philipssite 5 bus 15 / Ubicenter B-3001 Leuven Tel. 0032 16 60 77 60

Gemeenschappenlaan Gemeenschappenlaan 100 100 B-1200 B-1200 Brus Brussel sel TTel. el. 0032 0032 22 402 402 62 62 11 11 w ww ww w.besix.be ..besix.be .

www..dywidag-sy id idag-sy yssttems.com

Silver Sil ve er Members 11

Silver Sil ve er Members

PA AOT TM Postbus 5048 2600 GA Delft Te el 0031 (0)15 278 46 18 el. www..paotm.nl

Ballast Nedam Engineering Ringwade 51, 3439 LM Nieuwegein Postbus 1555, 3430 BN Nieuwegein Tel. 0031 (0)30 285 40 00 www.ballast-nedam.nl ..bal

4

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Topcon Positioning Netherlands De Kronkels 14 3752 LM Bunschoten-Spakenburg Tel. 0031 33 299 29 39 www.t .topconpositioning.nl


S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:31 Pagina 5

Members Associate A ssociiat a e Members BAM Infraconsult bv

BAUER Fu undering gstechniek

BodemBouw BV

Cofra BV

H.J. Nederhorststraat 1 2801 SC Gouda Tel. +31 (0)182 59 05 10

www.bami . nfraconsult.nl

Rendementsweg 15 3641 SK Mijdrecht Tel. 0031 (0)297 231 150 www.bauernl.nl .

Veghelse Dijk 2-E 5406 TE Uden Te el. 0031 (0)85 877 20 02 www..bodembouw.nl .

Postbus 20694 1001 NR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 693 45 96 www.cofra.nl

Geobe est BV

Geomet BV

Geomil Equipment BV

Marconiweg 2 4131 PD Vianen Tel. 0031 (0)85 489 01 40 www..geobest.nl .geobes

powered by ABO-Group o Curieweg 19 2408 BZ Alphen a/d Rijn Tel. 0031 (0) 172 449 822 www.abo-g . roup.eu

Westbaan 240 2841 MC Moordrecht Te el. 0031 (0)172 427 800 www..geomil.com

Lankelma Geotechniek Zuid BV

NVA AF

V Van an a n ’t Hek Groep o

Postbus 1218 3840 BE Harderwijk Tel. 0031 (0)341 456 191 www.funderingsbedrij .funderi . f.nl .

Postbus 88 1462 ZH Middenbeemster Tel. 0031 (0)299 31 30 20 www.vanthek.nl

Postbus 38 5688 ZG Oirschot Tel. 0031 (0)499 57 85 20 www.lan . kelma-zuid.nl

Co Colofon Colofon Co lo lofo fonn GE GEOTECHNIEK OTECHNIEK JAARGANG J AARGANG 2 22 2–N NUMMER UMMER 2 Juni 2018

Geo techniek is Geotechniek een uitga ve vvan an uitgave Uitg everij Edu com Uitgeverij Educom

Geotechniek Geotechniek is e een en in informatief/promotioneel formatief/promotioneel o onafhankelijk nafhankelijk vaktijdschrift en ervaring ervaring uit uit te te wisselen, wisselen, inzicht inzicht vaktijdschrift dat dat beoogtkennis beoogtkennis en oor h et g ehele g eotechnische te te bevorderen bevorderen e en nb belangstelling elangstelling vvoor het gehele geotechnische vvakgebied akgebied te te kweken. kweken.

Mathenesserlaan 347 3023 GB Rotterdam Tel. e 0031 (0)10 - 425 6544 info@uitgeverijeducom.nl www.uitg .uitgeverijeducom.nl

Uitgever/bladmanager Uitg ever/bladmanager Uitgeverij Educom R.P.H. Diederiks Redactie ((excl. excl. specials) Bles, ir. T.J. Bogaards, J. Broeck, ir. M. van den Diederiks, R.P.H. Lengkeek, ir. A. Meireman, ir. P. Verweij, ir. A. Zandbergen, ing. D.

excl. specials) Redactie raad ((excl. Redactieraad Alboom, ir. G. van Jonker, ing. A.

Bles, ir. T.J. Bogaards, J. Broeck, ir. M. van den Dalen, ir. J.H. van Deen, dr. J.K. van Diederiks, R.P.H. Duijnen, ing. P. van Graaf, ing. H.C. van de Grotegoed, ir. D. Gunnink, Drs. J.

Lengkeek, ir. A. Rooduijn, ing. M.P. Smienk, ing. E. Spierenburg, dr. ir. S. Steenbergen, G. Storteboom, O. Vos, mw. ir. M. de Velde, ing. E. van der Verweij, ir. A. Zandbergen, ing. D.

Leze rsservice Lezersservice Adresmutaties doorgeven via info@uitgeverijeducom.nl © Copyrights Uitgeverij Educom Juni 2018 Niets uit deze uitgave mag worden gereproduceerd met welke methode dan ook, zonder schriftelijke toestemming van de uitgever. © ISSN 1386 - 2758

Distributie van Geotechniek in België wordt mede mogelijk gemaakt door:

SMARTGEOTHERM

ABEF vzw

BGGG

Info : WTCB, ir. Luc François Lombardstraat 42, 1000 Brussel Tel. +32 11 22 50 65 info@bbri.be www.smartgeotherm.be

Belgische Vereniging Aannemers Funderingswerken Lombardstraat 36-42 1000 Brussel www.abef.be

Belgische Groepering voor Grondmechanica en Geotechniek c/o BBRI, Lozenberg 7 1932 Sint-Stevens-Woluwe bggg@skynet.be

5

GEOT ECHNIEK – Juni 2018


S22 voorwerk_Opmaak 1 17-05-18 17:49 Pagina 6

VERGROOT JE GEOTECHNISCHE KENNIS 6, 7, 12 en 13 juni

Risicoanalyse in de civiele techniek prof.dr.ir. R.D.J.M. Steenbergen (TNO) 13 en 14 juni

NIEUW: Gewapende grond dr. S.J.M. van Eekelen (Deltares) en ir. M.G.J.M. Peters (Sweco Nederland BV) 14 en 28 juni

Duurzaam GWW ir. N.A. Van Amstel (Megaborn Traffic Development BV) en ir. G.J. Verkade (Building Changes) 19 juni

Soilmix-wanden ing. E. de Jong (Geobest BV) en ir B. Snijders (CRUX Engineering BV) Start 13 september (Utrecht) en 18 september (Delft)

Grondmechanica en funderingstechniek 1

Met welke cursus kun jij excelleren in de geotechniek? ZOEK JOUW CURSUS OP WWW.PAOTM.NL!

Vervolgopleiding (CGF-1) Start 13 september (Utrecht) en 18 september (Delft)

Grondmechanica en funderingstechniek 2 Basisopleiding (CGF-2) 14 en 15 november

Nieuwe technieken dijkversterkingen ir. S.G. van den Berg (Rijkswaterstaat) en ir. P.E.M. Schoonen (Waterschap Drents Overijsselse Delta)

INSCHRIJVEN? Dat kan op www.paotm.nl Heeft u vragen dan staan we u graag te woord op 015 278 46 18 of via info@paotm.nl.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:52 Pagina 7

OP ZOEK NAAR AFWISSELING EN TECHNISCHE UITDAGINGEN?

JOIN TEAM FUGRO Fugro uitgebreide Fugr o biedt een veelzijdige baan met uitgebr eide mogelijkheden in deskundige teams en uitdagende projecten. projecten. Fugro Fugro zoekt: Medior Adviseur Geo-Consultancy ■ Junior Adviseur Geo-Consultancy ■ Junior Adviseur W Waterbouw aterbouw ■

Fugr Fugro o NL Land B.V B.V. V. vacatur es@fugro.nl vacatures@fugro.nl www .fugro.com/careers www.fugro.com/careers


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 8

Zettingformule van Terzaghi geïntegreerd

Bram Bot Grondwaterhydroloog te Rotterdam brambot@xs4all.nl 06-1306 7624

Inleiding Bij zettingberekeningen wordt het samendrukbare grondpakket altijd opgedeeld in dunne laagjes, opdat de korrelspanning zonder bezwaar als constant per laagje kan worden verondersteld. Met de formule van Terzaghi kan dan de samendrukking van een laagje worden berekend. De gesommeerde samendrukking geeft de zetting van het maaiveld. Het zou elegant zijn wanneer de formule van Terzaghi geïntegreerd kon worden over de volledige dikte van het samendrukbare pakket. Zulke integralen worden hieronder gepresenteerd voor een paar eenvoudige situaties. In een zusterartikel in het tijdschrift Stromingen van de Nederlandse Hydrologische Vereniging (Stromingen 30 (2017), nummer 4, pag. 37) zijn deze geïntegreerde relaties toegepast.

– Alleen 1-D situaties in verticale richting worden beschouwd, met oneindige laterale uitgestrektheid. – Een uniforme samendrukkingsconstante is aangenomen. – Alleen primaire samendrukking wordt beschouwd, geen kruip. – Atmosferische poriedruk boven de grondwaterspiegel; daaronder is de drukverdeling hydrostatisch. – Voor het gehele samendrukbare pakket wordt een uniform soortelijk gewicht aangenomen, zowel onder de grondwaterspiegel (웂subm [kN/m3], submerged = onder water gedompeld ) als erboven (웂ontw [kN/m3] ). – Tussen de twee soortelijke gewichten als hierboven genoemd is de relatie ξ gedefinieerd: [1]

Vereenvoudigingen Om de wiskunde hanteerbaar te houden zijn de volgende vereenvoudigingen gedaan: – De meest elementaire vorm van de formule van Terzaghi is gebruikt: (1) waarin: ε = 1-D samendrukking in verticale richting (positief bij afname van de dikte) [m/m] C = samendrukkingsconstante [1] σ'initiëel = korrelspanning in de oorspronkelijke situatie [kPa] σ'uiteindelijk = korrelspanning in de situatie nadat een belasting is aangebracht [kPa]

(2)

De zettingformule kan nu worden teruggebracht tot:

(4)

waarbij z = de diepte onder maaiveld [m] In deze vorm kan de zetting eenvoudig worden geïntegreerd over de dikte H van een samendrukbaar pakket: (5) Met de substitutie

w = z + a wordt dit: (6)

Wanneer we bedenken dat en

wordt de zetting over het

gehele pakket H: – Het effect van 'submergence' van bodemlagen of van belastingen is niet meegenomen (met uitzondering van case H).

Case A Belasting aan maaiveld, met de grondwaterspiegel ook aan maaiveld Analytische integratie wordt aanmerkelijk vereenvoudigd wanneer de belasting p [kPa] wordt beschouwd als een laag materiaal met een soortelijk gewicht 웂subm [kN/m3] en een laagdikte a [m], die verder 'belastingdikte' zal worden genoemd, zie figuur 1.

(7) Dit is een verrassend eenvoudige uitkomst, en makkelijk te onthouden vanwege de symmetrie. Het is echter ongebruikelijk om een lengte onder het ln-teken te hebben, zelfs wanneer de uitkomst onafhankelijk is van de keuze van eenheid van lengte (zoals hier eenvoudig is aan te tonen). Om hieraan tegemoet te komen wordt hier ook een alternatieve vorm met identieke betekenis getoond:

(3)

Figuur 1 – Belasting aan maaiveld; grondwater aan maaiveld.

8

Figuur 2 – Functie B (H;a) voor a = 1,5 m.

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

(8)


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 9

Samenvatting De analytische integratie van de zettingformule van Terzaghi wordt hier gepresenteerd voor enkele eenvoudige situaties van dikkere samendrukbare pakketten. De zettingsberekening bestaat dan niet meer uit de optelling van een stapel dunne laagjes, maar bestaat nog maar uit één vergelijking. De basisvergelijking voor de samendrukking van een volledig grondpakket

Vergelijkingen (7/8) staan voor de gesommeerde samendrukking van oneindig dunne laagjes waarop de formule van Terzaghi is toegepast. Een voorbeeld: gegeven een 7 m dikke leemlaag met 웂subm = 8 kN/m3 , met grondwater aan maaiveld en C = 40. De opgebrachte belasting bestaat uit 0,7 m zand van 17 kN/m3. Dan is

blijkt te bestaan uit de hier gedefinieerde en zeer eenvoudige B-functie. De geïntegreerde oplossingen zijn afgeleid voor eenvoudige schematisaties en de gebruiker zal handigheid moeten krijgen in de vertaling van reële situaties naar deze schematisaties. De gebruiker wordt dan beloond met een praktisch gereedschap voor een snelle schatting van zettingen.

indicatie van H nodig zijn (globaal vanwege het ln-teken). In de praktijk is wel een maximum te bedenken. Het komt in Nederland niet voor dat rekening moet worden gehouden met samendrukbare lagen dieper dan 20 m onder maaiveld. Wanneer de belastingdikte a < 5 m zal de maximale zetting bedragen:

17

a = 0,7 8 =1,5m en B(7;1,5)= 3,96 m, zodat de

(10)

3,96 maaivelddaling s= 40 = 0,10 m.

Het is handig, voor het vervolg, om vergelijkingen (7/8) te definiëren als een functie B: (9) Ter illustratie is in figuur 2 het verloop van de functie B getekend voor a = 1,5 [m]. De functie B heeft een afgeleide naar H gelijk aan oneindig op het punt H = 0: de samendrukking is oneindig groot voor het allerbovenste grondlaagje. Dat is helemaal in lijn met de formule van Terzaghi, die daar ook niet goed raad mee weet. De samendrukking van een bovenlaagje van eindige dikte is wel goed gedefinieerd. Het 'probleem' van het bovenste laagje is bij de integratie verholpen.

geeft wordt duidelijk als droge grond wordt beschouwd met atmosferische poriedruk en waar extra grond van dezelfde soort als de ondergrond op wordt opgebracht. De belastingdikte a moet in dat geval betrokken worden op het droge soortelijk gewicht 웂droog en de belastingdikte is dan gelijk aan de werkelijke dikte van de opgebrachte grond. Zie figuur 3. Maar ook dan geldt: .

In de functie B blijken H en a verwisselbaar: een belastingdikte van x [m] bij een pakketdikte van y [m] zal een zelfde zetting veroorzaken als een belastingdikte y [m] met een pakketdikte x [m]. Het verloop van de functie B bij gegeven pakketdikte H is dan ook identiek aan het verloop zoals getekend in figuur 2. Ook daar is het effect van een zeer geringe belasting slecht gedefinieerd.

Case B Zonder grondwater

In dit elementaire geval blijkt de zetting van het oorspronkelijke maaiveld dus een zeer eenvoudige relatie te zijn van de dikte van de opgebrachte grond en de dikte van het oorspronkelijke pakket (en natuurlijk van de samendrukkingsconstante C). Hoewel deze configuratie in de praktijk nauwelijks voorkomt, is hij het basisschema van de functie B. In figuur 4 is een papieren 3-D maquette van functie B in elkaar geplakt. Nog een bijzonderheid: op de lijn x=y vertoont de functie een rechtlijnig verloop:

Hoezeer de functie B een fundamentele beschrijving van de samendrukking van grondpakketten

Bij toenemende H zal functie B, en dus ook de zetting, onbegrensd hoge waarden kunnen aannemen. Altijd zal dus tenminste een globale

Figuur 3 – Droge grond met opgebrachte laag.

Figuur 4 –3-D maquette van functie B.

9

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

(11)


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 10

grond (dus over de diepte h) is: (14)

Case C Gelijk aan case A, maar met onsamendrukbare bovenlaag

(17)

Wanneer een nauwelijks samendrukbare bovenlaag aanwezig is met dikte d [m], zoals getekend in figuur 5, verloopt de berekening ook eenvoudig: (12)

Case D Verlaging grondwaterspiegel vanaf maaiveld Het grondwater staat aanvankelijk aan maaiveld in dit geval, maar wordt verlaagd tot h [m-mv] zoals te zien in figuur 6. De toename van de korrelspanning 왕σ beneden de nieuwe grondwaterspiegel is: (13) Deze toename kan worden beschouwd als een belastingdikte:

De parameter ξ neemt een waarde aan van rond 0,8 voor schoon zand dat vrijwel volledig leegloopt bij drainage. Voor weinig samengedrukt veen dat bij drainage vrijwel geen poriënwater verliest kan ξ waarden hebben tot 15 of zelfs hoger. De samendrukking εonder door de belastingdikte van vergelijking (14) is getekend in de grafiek van figuur 7 en is gelijk aan:

Per saldo wordt de zetting door de verlaging van de grondwaterspiegel gevormd door het oppervlak I + II in figuur 7 en bedraagt:

(18) wat kan worden uitgeschreven als:

(19) (15) Wanneer ξh/H << 1, gaat vergelijking (19) over in: De totale samendrukking door een belastingdikte van ξh die op het hele pakket werkt, is gelijk aan het samengestelde oppervlak I + II + III in figuur 7 en kan worden geschreven als: (16) De samendrukking sboven van de gedraineerde

(20) Vergelijkingen (18) t/m (20) zijn niet bepaald eenvoudige uitdrukkingen die voor een snelle berekening kunnen worden gebruikt. Ze zijn echter nodig als basis van case G later in dit artikel

Figuur 5 –Met onsamendrukbare bovenlaag.

Figuur 6 –Grondwaterverlaging vanaf maaiveld.

Figuur 7 –Samendrukking bij grondwaterverlaging vanaf maaiveld.

Figuur 8 –Belasting aan maaiveld; grondwater beneden maaiveld.

10

GEOT ECHNIEK – Juni 2018


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 11

Figuur 9 –Grondwaterverlaging.

Figuur 10 – Correctie voor submergence.

(24)

Case E Grondwaterverlaging beschouwd als belasting aan maaiveld

Case G Verlaging van een grondwaterspiegel

Wanneer de verlaging vanaf maaiveld wordt beschouwd als een belastingdikte ξh, bedraagt de zetting:

De zetting door een verlaging van de grondwaterspiegel, van h naar (h+왕h) m-mv zoals getekend in figuur 9, kan worden geschat met de rekenwijze zoals uitgelegd bij case E. Veel eleganter is differentiatie van vergelijking (19) naar h:

(21=16) De zetting wordt daarmee overschat met een grootte die overeenkomt met oppervlak III in figuur 7. De overschatting is klein wanneer ξh/H << 1. Als voorbeeld weer de 7 m dikke leemlaag met 웂subm = 8 kN/m3 en C = 40. De waarde van ξ zal rond 1,2 bedragen. De grondwaterspiegel wordt nu verlaagd vanaf maaiveld naar een diepte van 0,6 m-mv, zodat de belastingdikte aontw = 0,72 m. Aan de voorwaarde van ξh/H << 1 wordt dus mooi voldaan. Met B(7;0,72) = 2,39 zal de zetting bedragen = 0,06 m. sontw 앒 2,39 40 De zetting ten gevolge van het verlagen van een grondwaterspiegel (die aanvankelijk niet aan maaiveld stond) kan op soortgelijke wijze worden berekend als het verschil van twee situaties.

Case F Belasting aan maaiveld; grondwaterspiegel beneden maaiveld In de situatie van figuur 8 kan ook gebruik worden gemaakt van ontwatering als belastingdikte:

waarbij: b = absolute verlaging van de grondwaterspiegel [m] 왕s = zetting van maaiveld die het gevolg is van b [m] Zie figuur 10. Daaruit volgt: (25)

(23) waarin de hulpparameter β uitsluitend is geïntroduceerd voor een eenvoudige formulering van case H hierna. Uit vergelijking (23) is te zien dat 왕s/왕h steeds kleiner wordt naarmate h toeneemt. Dat komt overeen met het bekende gedrag dat de extra zetting steeds geringer wordt bij verdere verlagingen van de grondwaterspiegel. Vergelijking (23) mag worden toegepast voor geringe verlagingen 왕h; eventueel moet de 왕s/왕h worden gebruikt bij een grondwaterspiegel halverwege het verlagingstraject. Bij het verlagen van de grondwaterspiegel treden geen veranderingen in korrelspanning op boven de oorspronkelijke spiegel. Dat geeft de mogelijkheid eventuele afwijkende grondlagen of zelfs belastingen te vertalen naar een equivalente grondlaag met soortelijk gewicht γontw. Uiteraard moet de pakketdikte H dan overeenkomstig worden aangepast.

Met als resultaat: (26) en (27) In bovenstaande vergelijkingen (24) t/m (27) is de pakketdikte H als onveranderd aangenomen. Eigenlijk is dat niet correct, maar de fout zal te verwaarlozen zijn zolang 왕s/H << 1. In een 5 m dikke veenlaag met γsubm = 1,5 kN/m3, C = 4 en ξ = 6 wordt de grondwaterspiegel verlaagd van 0,4 m-mv naar 0,7 m-mv. De afgeleide 왕s/왕h nemen we halverwege het verlagingstraject, op h = 0,55 m-mv. Dan zal .

Daaruit volgt:

en

Case H Correctie van case G voor onder water geraakte grond (22) Ook hier mag ξh niet te groot zijn (zie case E) maar omdat het hier om het verschil tussen twee fouten gaat, zal de resulterende fout minder belangrijk zijn.

Bij gebruikt van vergelijking (23) blijkt een correctie voor het onder water geraken van grondlagen door zetting verrassend eenvoudig. De effectieve verlaging van de grondwaterspiegel 왕heffective [m] is immers gelijk aan:

11

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

De nieuwe grondwaterdiepte wordt dus 0,54 m-mv. Het punt halverwege het verlagingstraject moet dus wat hoger worden gekozen, bijvoorbeeld op 0,47 m-mv. Dan worden β = 1,33, 왕s = 0,17 m en 왕heffective= 0,13m. Iteratie klaar, dus.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 12

Discussie en conclusies

heid ligt dat het resultaat niet meer zinvol is.

Ver doorgevoerde vereenvoudiging

Verrassend eenvoudige wiskunde

De voorwaarden waaronder deze berekeningen echt geldig zijn, zijn zeer stringent. Ze zijn daarom niet geschikt voor een uiteindelijke berekening van zettingen zoals bij controleberekeningen. De hier gepresenteerde schattingen zijn niet bedoeld als concurrent voor de gedetailleerde computerprogramma's die voor zettingsberekeningen bestaan. Om handig gebruik te maken van deze berekeningswijze moet een stevige abstractie van de werkelijkheid worden opgesteld. Zo zal rekening moeten worden gehouden met het feit dat de grootste samendrukking plaats vindt in de oppervlakkige lagen, zodat de samendrukkingscontante daar zwaar weegt. Ook is de samendrukkingsconstante van dezelfde grond boven het grondwater meestal duidelijk hoger (de grond dus minder samendrukbaar) dan eronder. Om toch tot een uniforme C-waarde te komen moet de gebruiker dus 'door de oogharen kijken' en dat vergt ervaring en inzicht. Voor nogal wat situaties zal trouwens blijken dat de abstractie zo ver van de werkelijk-

De berekeningen zijn op het eerste gezicht misschien niet erg eenvoudig, maar al heel snel zal de gebruiker eraan gewend zijn. De B-functie neemt een centrale plaats in en deze is zo eenvoudig dat hij snel een vaste plaats in het geheugen vindt:

B(x, y) = (x+y)ln(y+y)–xln(x)–yln(y) Vervolgens gaat het om het ontwikkelen van handigheid in het spelen met die B-functie. De vergelijking voor de verlaging van een grondwaterspiegel (vgl. 23) is niet zo eenvoudig uit het hoofd te leren en zal dus steeds moeten worden opgezocht. Maar deze vergelijking – en zeker in combinatie met de correctie voor submergence – is zo praktisch dat hij toch interessant zal zijn voor mensen die regelmatig met zettingen door verlagingen van de grondwaterspiegel te maken hebben.

Voor een eerste aftasting De berekeningen lijken zeer geschikt voor een eerste aftasting. Zoals gezegd: ze zijn geen vervan-

12

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

ging van controleberekeningen met sophisticated computerprogramma's. Ze zijn meer geschikt voor het sigarendoosje of een moderner equivalent.

Vingeroefening voor beginners De berekeningen zouden ook wel interessant kunnen zijn voor studenten om een idee te krijgen van de samendrukking van dikkere lagen. Of om vanuit Terzaghi's formule de zaak nog eens na te bouwen en al doende door te krijgen hoe die in elkaar steekt.

Aanvullende cases? Tijdens het opstellen van dit artikel en vooral bij het herschrijven met langere pauzes daartussen, bleken steeds weer nieuwe mogelijkheden boven te komen. Het idee van het definiëren van de B-functie, bijvoorbeeld, kwam pas na een tijdje en daarmee het veel makkelijker formuleren van berekeningen voor wat meer ingewikkelde situaties. Waarschijnlijk zijn de mogelijkheden nog niet uitgeput. Het zou mooi zijn als vakgenoten met dit begin aan de slag gingen en toevoegingen bedachten. 쎲


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 13

FUNDERINGSDAG 2018

CONGRES • DEELNEMERS • EXPOSITIE VERKIEZING FUNDERINGSPROJECT VAN HET JAAR Donderdag 11 oktober 2018 9.30 - 19.00 uur Locatie FIGI te Zeist

WWW.BETONVERENIGING.NL


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 14

Golfoverslagproeven op dijken

Astrid Labrujere Rijkswaterstaat WVL

André van Hoven Deltares

Jentsje van der Meer Van der Meer Consulting / IHE Delft

Figuur 1 – Zeedijk met een relatief lage waterstand en hoge golven (Nössedeich zuidelijk van Morsum, eiland Sylt, foto Detlef Martensen van www.lauritzen-hamburg.de ).

Inleiding Golfoverslag bij dijken heeft in het verleden veelvuldig tot overstromingen geleid. Deze overstromingen ontstonden omdat de golfoverslag leidde tot falen van de grasbekleding op het binnentalud door zowel afschuiven als erosie, waardoor het water vat kreeg op de kern van de dijk en uiteindelijk de dijk doorbrak. Bij de stormvloed van 1953 was het afschuiven door golfoverslag verreweg de voornaamste oorzaak van schade en bezwijken van de dijken. Destijds hadden de dijken een zeer steil binnentalud van ongeveer 1:1,5. Nadien zijn de binnentaluds van zeedijken verflauwd naar ongeveer 1:3 en tegelijk zijn de dijken hoger gemaakt, zodat het gemiddelde overslagdebiet beperkt bleef tot 0,1 tot 1 l/s per m. Meer recent ontstond de indruk dat de combinatie van dergelijke lage overslagdebieten en de relatief flauwe binnentaluds een tamelijk conservatief ontwerp oplevert. Vanuit het oogpunt van doelmatige en kosteneffectieve hoogwaterbescherming was er dus reden om erosie van grasbekledingen nader te onderzoeken.

worteling is opgetreden. Vanaf 2008 is daarom in het kader van het onderzoeksprogramma SBW (Sterkte en Belastingen Waterkeringen) en later WBI 2017 (Wettelijk Beoordelings-Instrumentarium 2017) onderzoek uitgevoerd naar het falen van ‘echte’ grasbekledingen. Een deel van het onderzoek bestond uit het uitvoeren van grootschalige golfoverslagproeven op bestaande primaire waterkeringen. De proeven werden uitgevoerd in het winterseizoen omdat de kwaliteit van de grasmat dan het minst is en de kans op storm en dus golfoverslag het grootst. Hierbij is gebruik gemaakt van de golfoverslagsimulator, die in het kader van het Europees project ComCoast was ontwikkeld [Van der Meer et al., 2008]. De veldproeven hebben veel kennis opgeleverd over het erosiemechanisme en geleid tot een kwantitatieve formulering van de schadeontwikkeling. De resultaten hebben inmiddels hun plaats gevonden in het wettelijk beoordelingsinstrumentarium WBI 2017.

De tot voor kort gebruikte ontwerp- en toetsmodellen voor erosie van grasbekledingen waren gebaseerd op stationaire stromingsproeven op jong gras van één of twee groeiseizoenen maar beide omstandigheden zijn in feite niet aan de orde. Golfoverslag is niet stationair maar heeft een pulserend karakter, met een opeenvolging van sterk wisselende golfoverslagvolumes en stroomsnelheden. Daarnaast liggen de grasmatten vaak al jaren op de dijk waardoor een goede door-

Figuur 2 – Overloop van een zomerkade, hoge waterstand, geen golven (foto uit Druk op de Dijken, TAW 1995).

14

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Het onderzoek is uitgevoerd in opdracht van Rijkswaterstaat dienst Water Verkeer en Leefomgeving door Deltares, Infram, Alterra (nu Wageningen Environmental Research) en Van der Meer Consulting in samenwerking met de waterschappen waar de proeven plaatsvonden. De veldproeven zijn uitgevoerd op een tiental locaties op zee- en rivierdijken in Nederland, en enkele in België en Vietnam. Het hier beschreven onderzoek is uitgevoerd met de golfoverslag-simulator. Daarnaast zijn ook enkele proeven uitgevoerd met een golfoploopsimulator op het buitentalud, maar die vallen buiten de scope van dit artikel.

Golfoverslag Bij golfoverslag is de gemiddelde waterstand lager dan de kruin van de dijk, maar slaan de hoogste golven over de dijk heen. Van oudsher wordt in de dijkenwereld golfoverslag gekarakteriseerd door een gemiddeld golfoverslagdebiet q in liters per seconde per strekkende meter dijk (l/s per m).


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 15

Samenvatting Golfoverslag bij dijken heeft in het verleden veelvuldig tot overstromingen geleid, mede doordat de grasbekleding op het binnentalud door erosie dusdanig werd aangetast dat de kern van de dijk bloot kwam te liggen. Veldproeven sinds 2008

Er zijn echter grote verschillen tussen eenzelfde golfoverslagdebiet veroorzaakt door hoge of door lage golven (figuur 1 en 2). Golfoverslag met kleine golven treedt typisch op bij rivierdijken. De gemiddelde waterstand is hoog en er zijn veel, betrekkelijk kleine, over de dijk slaande watermassa’s. De stroomsnelheden op het talud zijn beperkt. Golfoverslag met hoge golven treedt typisch op bij zeedijken. De gemiddelde waterstand is lager en het aantal golven dat over de dijk slaat geringer, maar het volume per golf is veel groter en elke overslag gaat gepaard met veel geweld. Tijdens de ontwerpstorm voor een zeedijk kan het per golf gaan om duizenden liters (meerdere kubieke meters) water per strekkende meter dijk die in één keer, binnen enkele seconden, over de kruin slaan. Juist die grote volumes leiden tot een grotere erosie van de grasmat. Vooral bij zeedijken, met hoge golven, heeft de ontwerpwaarde van het golfoverslagdebiet een grote invloed op de vereiste kruinhoogte. Bij een ontwerp op een golfoverslagdebiet van 10 l/s per m kan de kruin een meter lager zijn dan bij de gangbare ontwerpwaarde van 1 l/s per m. Een lagere dijk neemt minder ruimte in beslag en is goedkoper. Voor rivierdijken is het verschil veel kleiner, het hoogteverschil tussen een ontwerp met een golfoverslagdebiet van 10 l/s per m en de gangbare ontwerpwaarden van 1 of 0,1 l/s per m is eerder in de orde van decimeters. Echter bij rivierdijken met lintbebouwing is de ruimte voor dijkversterkingen beperkt en zijn ook deze decimeters belangrijk.

Opbouw van een grasbekleding De sterkte van de grasbekleding wordt bepaald door de kwaliteit van de grasmat. Met name het wortelstelsel juist onder het maaiveld is belangrijk voor de erosiebestendigheid. De graszode houdt grond bij elkaar en biedt bescherming tegen ontgronding door golven en stroming. De grasmat groeit op een substraat dat meestal uit klei bestaat. Het substraat zorgt voor het benodigde vocht en de voeding voor de grasmat. De golfoverslagproeven zijn uitgevoerd op grasmatten op klei met wisselende zandgehaltes en zelfs gras op zand (lutumfractie 2%, zandfractie 90%). In het verleden werden eisen gesteld aan het zandgehalte in de grasbekleding, echter uit de grootschalige proeven bleek geen grote invloed van het zandgehalte op de erosiebestendigheid van het

met behulp van een golfoverslagsimulator hebben veel kennis opgeleverd over het erosiemechanisme en geleid tot een kwantitatieve formulering van de schadeontwikkeling. De resultaten hebben inmiddels hun plaats gevonden in het wettelijk beoordelingsinstrumentarium WBI 2017.

Figuur 3 – Schematische weergave van de grasbekleding (bron: Handreiking Toetsen grasbekledingen op dijken).

gras. Alleen een volledige zanddijk bleek minder erosiebestendig, De doorworteling van de grasbekleding kan in een aantal dieptezones worden ingedeeld. De bovenste zone met een dicht wortelnet (zode) is ongeveer 5 cm diep. Daarna volgt een zone tot ca 20 cm diepte met een wortelnet van met het oog goed herkenbare en stevige wortels met een dichtheid van 3-10 wortels per dm2. Deze twee zones vormen samen de toplaag (Figuur 3). Behalve wortels is er nog veel ander leven in en onder de zode. In die zeer actieve laag is er een dynamisch evenwicht tussen allerlei organismen (plantenwortels, bacteriën, schimmels, insecten, wormen en grotere dieren als muizen en mollen) dat zich aan de seizoenen aanpast. Waar dit leven beperkt wordt door extreme omstandigheden (te zout, te droog, te nat, te weinig doorluchting) ontstaat geen erosiebestendige zode. De eigenschappen van de klei onder een grasbekleding worden voor een belangrijk deel in de loop van een aantal jaren bepaald door de omgeving. Na het aanbrengen van de klei ontstaat in de grond een bodemstructuur, met scheuren en spleten ten gevolge van krimp en en zwel. Vorst en dooi spelen daar in de bovenste ongeveer 0,3 m een grote rol in. De biologische activiteit is zeer hoog in die bovenste goed doorluchte decimeters. Aanwezige zandkorrels worden door de biologische processen van een huidje voorzien, bestaande uit een verzameling organische en minerale verbindingen. De zanddeeltjes kitten daarmee aan elkaar, waardoor ”los zand” in de zode in meer of mindere mate samenhang vertoont (cementatie). Het netwerk van wortels in de zode beperkt het uitspoelen van zandkorrels

15

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

doordat het bijdraagt aan het bijeenhouden van zandkorrelgroepjes. Bij een zandige ondergrond hangen de eigenschappen van de zodelaag in extreme mate af van het ecosysteem in de zode. Voor een zandgrond is het voor de erosiebestendigheid van de toplaag daarom extra belangrijk dat er een goed ontwikkelde graszode aanwezig is. Het beheer en onderhoud van de grasbekleding is daarbij van cruciaal belang.

Golfoverslagsimulator Een graszode heeft een aantal jaren nodig om tot een volwassen grasmat uit te groeien. Daarom is het lastig de sterkte van een volwassen graszode te testen in een laboratorium of golfgoot. Er moeten dan grote monsters uit een dijk worden genomen, orde vierkante meter(s), die onbeschadigd vervoerd moeten worden naar het laboratorium. Veldproeven met een golfoverslagsimulator zijn daarom een goed alternatief, omdat deze opgesteld kan worden op een bestaande dijk waar zich al een volwassen grasmat heeft kunnen ontwikkelen. De golfoverslagsimulator bootst het pulserende karakter van een overslaande golf na door in één keer een groot volume water (het volume van één golf) over het talud te laten stromen. De simulator moet daarnaast de statistiek van de werkelijke overslaande golven nabootsen, zodat de volumes die over de dijk stromen overeenkomen met de volumes van de overslaande golven tijdens een ontwerpstorm. Deze grootte van deze golven heeft weliswaar een grillig karakter, maar de kansverdeling van de overslaande golven is bekend. Omdat de grootste golven de schade veroorzaken tijdens een storm hoeven niet alle golven gesimuleerd te worden maar alleen de grootste.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 16

Een voorbeeld van berekende overslagvolumes bij een zeedijk wordt gegeven in Figuur 4. Een curve geeft de verdeling van de overslagvolumes bij een gegeven gemiddeld overslagdebiet. Daarbij zijn de golven die in 6 uur over de dijk slaan, in oplopende grootte weergegeven. Uit de vorm van de curve blijkt duidelijk het karakter van golfoverslag: er zijn veel overslaande golven met een beperkt volume en maar een paar golven met een veel groter volume. Bij gelijke golfrandvoorwaarden komt een groter gemiddeld overslagdebiet overeen met een kleinere vrije kruinhoogte. Uit vergelijking van de zes curves is te zien hoezeer het aantal en de grootte van de overslaande golven toeneemt naarmate de vrije kruinhoogte afneemt. Het idee van de golfoverslagsimulator is om de overstromende golftong op een juiste manier te simuleren. Dat betekent dat de (maximale) snelheid van het overslaande langs het talud neerstromende water correct moet zijn en ook de laagdikte

en de duur van de overslag. De golfoverslagsimulator is vooral ontworpen om de juiste maximale snelheid te simuleren omdat die het meest bepalend is voor de schadeontwikkeling. Het simuleren van de (brekende) golf op het buitentalud is daarbij niet nodig, de simulator genereert alleen een volume water dat met een zekere snelheid over de kruin stroomt. De golfoverslag-volumes worden at random gegenereerd, dus niet van groot naar klein of omgekeerd, wat met de praktijk overeenkomt. De proef wordt ter plekke op een bestaande dijk uitgevoerd en is destructief van karakter: de grasmat op het binnentalud wordt daadwerkelijk tot bezwijken toe belast. De bak van de simulator wordt gevuld door een pomp die wordt ingesteld op het gewenste gemiddelde golfoverslagdebiet (Figuur 5). De simulator laat het gewenste volume water los via een klep die het water min of meer horizontaal op de kruin loost. Geleideschotten langs de 4 m brede strook

Figuur 4 – Verdelingen van overslaande golfvolumes (l/m), uitgaande van een significante golfhoogte van Hs = 2 m, een piekperiode van de golven van Tp = 5,7 s, een buitentalud van 1:4 en een tijdsduur van 6 uur. De golven zijn gesorteerd op grootte. In de figuur is het gemiddelde overslagdebiet een proxy voor de vrije kruinhoogte.

Figuur 5 – Opstelling van de golfoverslagsimulator op een dijk.

16

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

zorgen ervoor dat het water niet kan uitwaaieren. Figuur 6 geeft de golfoverslagsimulator op het moment van loslaten van een groot volume. Kleine volumes worden binnen enkele seconden losgelaten, grotere volumes in 4 of 5 s. Het totale volume van de golfoverslagsimulator is 22 m3. Het maximale volume is daarmee 5,5 m3 per m. De simulator staat op een platform met hydraulisch beweegbare poten zodat de simulator altijd verticaal te stellen is. Bij het ontwikkelen van de golfoverslagsimulator is veel aandacht besteed aan het meten van de relevante parameters (Steendam et al., 2010). Het totale volume van de overslaande golf is bekend, want dat komt rechtstreeks uit de simulator. Met behulp van hoge-snelheid videocamera’s is het goed mogelijk na afloop van de proef de frontsnelheid van het overslaande water te bepalen. Ook zijn snelheden bepaald door snelheidsmeters zoals toegepast op schepen ondersteboven in de grond te monteren, z.g. ‘paddle wheels’ (Figuur 7). De dikte van de langsstromende waterlaag kan worden bepaald met één of meerdere ‘surfplanken’ die zijn opgehangen boven de stroom’goot’ (Figuur 7). De voortgang van de erosie is bepaald door continue videoregistratie en het periodiek onderbreken van de testen voor het nemen van foto’s en het inmeten van het taludoppervlak met een 3D laser scanner. Het gehele instrumentarium is in de loop van een aantal veldtesten geleidelijk ontwikkeld.

Schadeontwikkeling en bezwijken van de grasbekleding Bij de golfoverslagproeven op ruim 30 proefstroken op verschillende dijken is waargenomen hoe de schadeontwikkeling plaatsvindt. De hoogturbulente stroming die optreedt bij een overslaande golf veroorzaakt snelle drukwisselingen op het talud. Deze drukwisselingen planten zich gedempt en vertraagd door in de toplaag, waardoor er geregeld momenten optreden met een buitenwaarts of opwaarts gerichte drukgradiënt over de zode. Door dit trekken aan de wortels treedt schade op, wortels kunnen breken of gedeeltelijk worden losgetrokken. Het golffront van de overtrekkende golftong geeft een vergelijkbare belasting. Door deze belasting kan op een gegeven moment een stuk van de zode uit het talud worden getrokken. Een typische afmeting van de zode die bij dit mechanisme verdwijnt, is 15 bij 15 centimeter. Nadat een stuk zode is uitgetrokken, kan de schade zich uitbreiden. Bij de proeven bleek de zode veelvuldig naar beneden af te stropen, zonder dat de schade significant verdiepte. De doorwortelde toplaag waar alleen de zode was verdwenen, bood dan nog lange tijd weerstand


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 17

tegen erosie. Na het doorbreken van de toplaag, de zone waarin nog een significante invloed van wortels is, ging de erosie vaak vrij snel de diepte in, zeker als een aanwezige zandkern werd bereikt, en was er sprake van falen van de grasbekleding.

Erosiemodel De waarnemingen bij de golfoverslagproeven hebben geleid tot het opstellen van een erosiemodel, waarin de erosiebestendigheid van het gras en de belasting door het overslaande water zijn gevat in enkele parameters. De erosiebestendigheid van het talud wordt door veel aspecten bepaald maar is uiteindelijk teruggeleid tot één parameter, namelijk de kritische snelheid Uc (m/s). De maximale dieptegemiddelde stroomsnelheid Ui karakteriseert de belasting elk van de overslaande golven. Als de belasting door een overslaande golf de kritische snelheid overschrijdt (Ui > Uc), dan gebeurt er iets onomkeerbaars met de grasbekleding. Enkele wortels breken of worden gedeeltelijk uit het substraat getrokken. Het is echter niet één golf die het talud kapot maakt, het is het cumulatieve effect van meerdere grote golven. De overslagproeven tonen aan dat kleine overslaande golfvolumes niet in staat zijn de grasbekleding te beschadigen. Het is het herhaaldelijk optreden van grote golven, die een bepaalde snelheid overschrijden, die uiteindelijk voor de schade en uitbreiding hiervan zorgen. De schade wordt gekwantificeerd in de zogenaamde cumulatieve overbelasting D (m2/s2) (Van der Meer et al., 2015). Deze is gedefinieerd als:

In deze formule is Ui (m/s ) de maximale dieptegemiddelde stroomsnelheid van een overslaande golf op de kruin van de dijk. De factor αa (-) brengt in rekening dat afhankelijk van de taludhelling en taludlengte de stroming nog zal versnellen. Voor gemiddelde dijktaluds is deze factor 1,2 à 1,4. De sommatie vindt plaats over alle overslaande golven gedurende een storm. In het geval dat αM = αS = 1 geeft de formule aan dat zolang αaUi < Uc , de term tussen haakjes 0 is, en de golf geen bijdrage aan D geeft. Bij elke golf echter waar αaUi > Uc neemt de cumulatieve overbelasting D iets toe. Het kwadratisch verloop met de snelheid is ingegeven door de ervaring dat de schadeontwikkeling snel toeneemt met toenemende snelheid en getoetst aan de experimentele gegevens. Dit is nader uitgewerkt in een WTI achtergrondrapport (Deltares 2015a). Met de factoren αM (-) en αS (-) kan de invloed van overgangen en objecten in de grasbekleding in rekening worden gebracht. Waarden vanuit

Figuur 6 – De golfoverslagsimulator die een volume loslaat van 5,5 m3/m. Figuur 7 – Meting dikte waterlaag met ‘surfplank’ en stroomsnelheid met ‘paddle wheel’.

theorie en de proeven zijn αM =1,1 à 2 en αS = 0,8 à 1: de belasting rondom overgangen en objecten is hoger en de sterkte is lager. Dit is nader uitgewerkt in twee WTI achtergrondrapporten (Deltares 2015b, Deltares 2015c). De kritische snelheid Uc is afhankelijk van de kwaliteit van de graszode en, in mindere mate, de grond. Een relatie tussen de kritische snelheid en de graszode- en grondkwaliteit waarin alle variabelen worden meegenomen is nog niet opgesteld. Globaal geldt Uc ≈ 6,6 m/s voor een gesloten zode op klei en Uc ≈ 4,3 m/s voor een open zode. In vergelijking met onbeschermd zand dat begint te eroderen bij een watersnelheid van ca. 0,5 m/s of onbeschermde klei die gaat eroderen bij 1 à 2 m/s zijn dit zeer hoge waarden; typische watersnelheden in een rivier zijn van de orde 1 à 1,5 m/s. Wanneer een zode als gesloten of open moet worden geclassificeerd wordt beschreven in de Schematiseringshandleiding Grasbekleding (par. 6.5.1.) (Helpdesk water, 2016). De belangrijkste parameter hierbij is de dichtheid van het wortelnet. In de praktijk blijkt de aanwezigheid van een dicht wortelnet vrij betrouwbaar te voorspellen aan de zichtbare, bovengrondse, vegetatie. Bij twijfel kan een plag worden gestoken om een betere inschatting te maken.

17

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Uit de analyse van alle overslagproeven komt als globale indicatie naar voren dat een begin van schade optreedt bij D = 1000 m2/s2. Bij D = 4000 m2/s22 treden meerdere kale plekken op en bij D = 7000 m2/s2 bezwijkt de toplaag. Er zit dus een grote factor (tijd) tussen begin van schade en bezwijken.

Praktische toepassing Het grootschalige onderzoek naar de erosiebestendigheid van grasbekledingen heeft geleid tot aanpassing van de wettelijke veiligheidsbeoordeling van dijken, WBI 2017. Voor de grasbekleding in de golfoploopzone op het buitentalud is het cumulatieve overbelastingmodel expliciet opgenomen in de toetsing en is de toetswaarde van D = 7000 m2/s2 opgenomen voor goedkeuring in het toetsspoor erosie grasbekleding buitentalud. Bij de beoordeling van de grasbekleding op het binnentalud is het model indirect opgenomen. In dit toetsspoor wordt gewerkt met kansverdelingen van het overslagdebiet. De feitelijke kansverdeling van het overslagdebiet wordt getoetst aan het kritieke overslagdebiet. Waarden voor het kritieke overslagdebiet zijn berekend op basis van het cumulatieve overbelastingmodel en opgenomen in de Schematiseringshandleiding Grasbekleding (tabel 6.6) (Helpdesk Water, 2016). Op basis


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:55 Pagina 18

van het onderzoek zijn ook de ontwerpwaarden van het toelaatbare golfoverslagdebiet met betrekking tot erosie verhoogd.

Wensen voor de toekomst: overgangen en objecten Overgangen en objecten in een grasbekledingen vormen zwakke plekken. Het gaat bijvoorbeeld om een weg op de dijk, huizen, bomen, dijkpalen, afrasteringen en trappen op de dijk. Rondom overgangen kan het gras van mindere kwaliteit zijn, omdat het beheer er lastiger is, of omdat het gras minder zon, vocht of voeding krijgt. Daarnaast zit het gras niet vast aan het object en mist dus aan één zijde houvast. Daarnaast zorgt de overgang of het object voor meer turbulentie en daardoor een hogere erosiebelasting. De vele soorten overgangen, verschillen in kwaliteit van de aansluiting van het gras, oriëntatie, afmetingen en plaats op de dijk maken het een zeer gecompliceerd vraagstuk. In de afgelopen jaren zijn er enkele proeven uitgevoerd specifiek op overgangen en objecten. Ook is het cumulatieve overbelastingmodel voorzien van de bovengenoemde factoren αM en αS waar-

mee de zwakte van de overgang en de toename van de belasting in rekening kan worden gebracht. Op basis van theorie en de proefresultaten is getracht om voor verschillende overgangen factoren te bepalen waarmee de invloed van de overgang in rekening kan worden gebracht (Deltares 2015 b en c). De eerder genoemde waarden voor αM en αS zijn nog niet zodanig te onderbouwen dat zij in het toetsinstrumentarium kunnen worden meegenomen. Een uitdaging voor de toekomst.

Referenties – ComCoast, zie http://www.comcoast.org en http://www.kennisbank-waterbouw.nl/dicea/ comcoast.htm – Deltares 2015a, WTI Onderzoek en ontwikkeling landelijk toetsinstrumentarium, Product 5.12 Analyses grass erosion in wave run-up and wave overtopping conditions, Deltares 1209437-005, maart 2015 – Deltares 2015b, WTI 2017 Onderzoek en ontwikkeling landelijk toetsinstrumentarium Product 5.8 Validatie erosiebestendigheid overgangen, Deltares 1209437-003, juni 2015

– Deltares 2015c, Invloed van overgangen op het kritieke overslagdebiet, Deltares 1220086-016, augustus 2015 – Helpdesk Water 2016, Schematiseringshandleiding Grasbekleding, WBI2017, Rijkswaterstaat, Versie 2.0, 1 december 2016 (https://www.helpdeskwater.nl/onderwerpen/waterveiligheid/primaire/beoordelen-%28wbi%29/producten-wbi/) – Steendam, G.J., J.W. van der Meer, B. Hardeman and A. van Hoven, 2010. Destructive wave overtopping tests on grass covered landward slopes of dikes and transitions to berms. ASCE, Proc. ICCE 2010, Shanghai. – Van der Meer, J.W., G.J. Steendam, G. de Raat and P. Bernardini, 2008. Further developments on the wave overtopping simulator. ASCE, Proc. ICCE 2008, Hamburg. pp. 2957-2969 – Van der Meer, J.W., G.J. Steendam and A. van Hoven, 2015. Validation of cumulative overload method based on tests by the new wave run-up simulator. ASCE, Proc. Coastal Structures, Boston.

Met dank aan Jurjen van Deen (Deltares) voor zijn inbreng bij het schrijven van dit artikel en aan de reviewers voor waardevolle tekstsuggesties. 쎲


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 19

Ingezonden Reactie op Vraag & Antwoord, Geotechniek, maart 2018 Geachte redactie van het blad Geotechniek, Het "Vraagstuk A" in het blad Geotechniek van maart 2018 gaat in op de fundering van een hijskraan. Meer aandacht voor het geotechnische ontwerp van – breder gezegd – de tijdelijke en hulpconstructies is zeer welkom. Vooral bij de grote bouw- en infraprojecten is het aantal daarvan meestal veel groter dan de bouwopgave zelf. Ook neemt de inzet van zwaar en zeer zwaar materieel sterk toe. Daarnaast zien we dat artikelen in de Geotechniek in de bouwpraktijk als voorbeeld of ontwerpreferentie worden gebruikt. Daarom is het gewenst dat rekenvoorbeelden met de gewenste nauwkeurigheid worden uitgewerkt. Hier staat tegenover dat in een examenvraagstuk vaak de tijd en ruimte ontbreken om een casus volledig uit te werken. De duidelijkheid is er mee gediend als wordt aangegeven op welke punten de casus is vereenvoudigd; in dit geval tot een centrisch-verticaal belaste fundering op staal. Zonder die toelichting is het rekenvoorbeeld minder geschikt om als voorbeeld voor de praktijk te dienen. De type- en rekenfouten in het artikel versterken dit beeld nog.

Funderingsbelastingen NEN-EN 13001-2:2014 (en) - Veiligheid van hijskranen - Algemeen ontwerp - Deel 2: Belastingen geeft aan dat naast het eigen gewicht van de hijskraan en de hijslast ook de overige (horizontaal werkende) belastingcomponenten beschouwd

Het vraagstuk van de CGF is slechts een onderdeel van een toetsing van de draagkracht van een fundering op staal. Samen met twee andere vraagstukken vormt deze het examen van CGF. Het is onoverkomelijk dat bij deze vraagstukken bepaalde zaken vereenvoudigd worden om ze oplosbaar te maken binnen de gestelde tijd en binnen de bestudeerde lesstof van CGF-1. Het voorbeeld verwerkt in het CGF vraagstuk is bedoeld om te controleren of de cursist een of meerdere aspecten van een fundering op staal begrepen heeft en is niet een voorbeeld van een volledige toetsing voor een dergelijke constructie.

dienen te worden. Denk hierbij o.a. aan de belastingen uit wind en schuine reeptrek. De hijskraan moet dus een combinatie van verticaal en horizontaal werkende belastingen op haar fundering afdragen. Zelfs als we alleen de verticaal werkende belastingen beschouwen, ontkomen we er niet aan dat het zwaartepunt van de belastingen excentrisch ten opzichte van de onderwagen aangrijpt.

Funderingsoppervlak De grootte van het funderingsoppervlak wordt volgens NEN 9997-1 bepaald. Formule 2.3 (ad = anom ± ǵa) geeft aan dat de geometrische afwijkingen (zoals het niet-centrisch op het schottenbed staan van de hijskraan) in rekening gebracht moeten worden. Vooral bij tijdelijke opgestelde machines kan deze excentriciteit beduidend groter zijn dan vooraf gedacht. Voor de combinatie van plaatsingsexcentriciteit en excentrisch aangrijpende belastingen beschrijft 6.5.2.2 (b) van NEN 9997-1 hoe de rekenwaarde van het effectieve funderingsoppervlak bepaald moet worden. Vanwege de excentriciteit van de belastingen is de positie van het zwaartepunt een functie van de bovenwagenrotatie. Daarmee zijn de grootte en de vorm van het funderingsoppervlak afhankelijk van deze rotatie. Bij een ongestempelde machine op rupsen wordt het kleinste effectieve funderingsoppervlak en daarmee de grootste funderingsspanning meestal bij een rotatie van

Een volledige toetsing moet alle aspecten en combinaties in termen van belastingen, geometrie en draagkracht bevatten. Een dergelijke opgave voor het CGF examen zou te veel tijd vergen en is niet haalbaar. Verder heeft men hiervoor niet alleen de Eurocode NEN 9997-1 nodig maar ook nog andere voorschriften en richtlijnen, die in de cursus niet worden behandeld. In de CGF cursus wordt de basis voor het ontwerp van een fundering op staal behandeld en worden specifieke constructies niet behandeld. We zijn het met de heer Van der Molen eens dat het vraagstuk derhalve niet gebruikt dient te

19

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

ca. 20o à 25o ten opzichte van de rijrichting verkregen.

Funderingsdraagvermogen Volgens NEN 9997-1 is het funderingsdraagvermogen mede afhankelijk van de verhouding tussen de horizontale en verticale funderingsbelastingen, en de lengte/breedteverhouding van het effectieve funderingsoppervlak. De betreffende reductiefactoren dienen in de berekening meegenomen te worden.

In het vertrouwen u hiermede van dienst te zijn geweest, met vriendelijke groet, Rijkswaterstaat GPO Johan P. van der Molen

worden als een algemeen aanvaarde toetsing van kraanopstellingen en onderschrijven dat er altijd voldoende aandacht moet zijn voor alle aspecten in de praktijk. We danken hem dan ook voor de aangebrachte nuanceringen. We realiseren ons ook dat het plaatsen van het vraagstuk in de Geotechniek zonder begeleidende tekst voor verwarring kan zorgen. In het vervolg zullen wij de vraagstukken daarom voorzien van een korte toelichting. Erik de Bruine PAO Techniek en Management Wim Nohl, Fugro


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 20

De meerwaarde van regionale proefverzamelingen, toegepast op data uit de Formatie van Boom

Chandra Algoe Geoloog Vlaamse overheid Afdeling Geotechniek

Prof. Dr. Ir. André Vervoort Departement Burgerlijke Bouwkunde, KU Leuven

Ir. Annelies Govaerts Geotechnisch en Mijnbouwkundig Ingenieur, KU Leuven

Ilse Vergauwen Geoloog Vlaamse overheid Afdeling Geotechniek

Inleiding In 1996 werd de Databank Ondergrond Vlaanderen (DOV) opgestart. Sinds 2002 is de data opgenomen in DOV gratis beschikbaar op https:// www.dov.vlaanderen.be. DOV wordt continu gevoed met geologische, geotechnische, hydrogeologische en pedologische gegevens en in de loop der jaren is dan ook een massa aan gegevens verzameld. Om al deze informatie op een optimale manier te benutten, wil de afdeling Geotechniek van de Vlaamse Overheid werken met regionale proefverzamelingen. De data beschikbaar in DOV is hiervoor een belangrijk uitgangspunt. In een regionale proefverzameling worden alle geotechnische data uit eenzelfde regio en behorend tot eenzelfde geotechnische eenheid samen gebracht en uitgebreid bestudeerd. Het einddoel is om waarden toe te kennen aan geotechnische parameters, zodat ze onder welbepaalde voorwaarden kunnen gehanteerd worden binnen een bepaald geografisch gebied. De vaktechnische kennis van de afdeling Geotechniek in combinatie met de resultaten uit regionale proefverzamelingen, kan het voor toekomstige projecten mogelijk maken om gerichter en efficiënter proeven (boringen, sonderingen en laboratoriumproeven) in te plannen. Anderzijds biedt het ook de mogelijkheid om beperkte site gebonden proefresultaten in te passen in de beschikbare datasets en daaruit toepasselijke karakteristieke waarden te selecteren. In dit artikel wordt de opzet en het gebruik van de regionale proefverzamelingen geïllustreerd aan de hand van drie datasets met data uit dezelfde geologische/geotechnische eenheid, de Formatie van Boom. De bestudeerde data uit deze eenheid werd verzameld tijdens een aantal geotechnische meetcampagnes op drie locaties. Voor deze datasets wordt nagegaan of met objectieve criteria kan aangetoond worden of ze al dan niet verschillend zijn (voor sommige of alle parameters) en of ze al dan niet samengevoegd kunnen worden tot één grotere regionale proefverzameling.

Datasets Het definiëren van de gebieden waarvoor regio-

Figuur 1 - Locatieplan van de studiegebieden, met weergave van de bestudeerde boringen.

nale proefverzamelingen worden uitgewerkt, gebeurt op basis van de hoeveelheid aan beschikbare geotechnische data. Voor deze studie werden drie datasets gekozen in en rond Antwerpen, op locaties waar de afdeling Geotechniek reeds meerdere projecten heeft uitgevoerd en in de toekomst nog projecten zal uitvoeren. Op elke locatie worden de geotechnische eenheden geïdentificeerd. Voor deze studie zijn 103 boringen, 103 sonderingen en 264 laboratoriumproeven gebruikt. Figuur 1 geeft een overzicht van de locaties van boringen, die gegroepeerd werden onder de zones AntwerpenLinkeroever, Antwerpen-Oost en AntwerpenNoord. Deze waarnemingen liggen gegroepeerd over locaties waar de meeste data aanwezig was in functie van lopende projecten. Voor elke boring werd dezelfde geotechnische eenheid, namelijk de Formatie van Boom, afgebakend. De Formatie van Boom wordt beschreven als een zware siltige, glimmer- en vaak ook pyriethou-

20

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

dende klei. In ontsluitingen is vaak een horizontaal geband patroon te zien dat correspondeert met wisselende gehaltes aan silt en/of organisch materiaal. In het bovenste gedeelte van de afzetting komen carbonaatconcreties, septaria genoemd, voor. Geologisch wordt de Formatie van Boom onderverdeeld in drie leden: Lid van Putte, Lid van Terhagen en Lid van Belsele-Waas. Het Lid van Putte wordt gekenmerkt door het voorkomen van siltige en organische horizonten. Het Lid van Terhagen bevat het minst silt en kan banden vertonen rijk aan organisch materiaal. Delen van dit lid zijn ontkalkt en hebben een bruinachtige kleur. Het lid van Belsele-Waas is uitgesproken zandig, bevat geen septaria en heeft een laag gehalte aan organisch materiaal (Jacobs et al., 2010; Vandenberghe, 1978). In tabel 1 wordt een overzicht gegeven van enkele gemiddelde parameters van de Formatie van Boom volgens verschillende bronnen.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 21

Samenvatting De regionale proefverzameling stoelt op een grote hoeveelheid beschikbare data van de afdeling Geotechniek in de vorm van boringen, laboratoriumproeven en sonderingen die enerzijds beschikbaar zijn uit laboratoriumonderzoek binnen de afdeling en anderzijds zijn opgenomen in de Databank Ondergrond Vlaanderen (DOV). Op basis van de geografische concentratie van de beschikbare proeven werden drie datasets in de Formatie van Boom rond Antwerpen beschouwd: Antwerpen-Linkeroever, Antwerpen-Oost en Antwerpen-Noord. Deze data zijn

Tabel 1: Eigenschappen voor de klei van de Formatie van Boom Antwerpen E3 Scheldetunnel nabij Site Antwerpen Linkeroever (De Beer, 1967)

Natuurlijke volumemassa (Mg/m3) Watergehalte (%)

Antwerpen Stormvloedkering Scheldebekken (BK1) nabij Site Antwerpen Linkeroever (Schittekat et al., 1983 )

1,9 25-32

27

Vloeigrens (%)

81

66

Uitrolgrens (%)

29

22-26

Plasticiteitsindex

52

40

Kleifractie (%)

49

50

Voor de huidige studie werden alle beschikbare ongeroerde grondmonsters uit de Formatie van Boom en gelegen binnen de drie beschouwde gebieden geselecteerd. De grondsoorten zijn bemonsterd in intervallen van maximaal 50 cm. Van deze grondmonsters werden de volgende parameters verzameld in een dataset: kleifractie (< 2 μm), leemfractie (2 μm – 60 μm), fijnzandfractie (60 μm – 200 μm), zandfractie (200 μm – 2 mm), grindfractie (2 mm – 20 mm), slibgehalte (gewichtsprocenten van korrels kleiner dan 20 μm), humus- en kalkgehalte, plasticiteitsindex, activiteitsindex, vloeigrens, uitrolgrens, volumemassa (natuurlijk en droog), watergehalte, de gemeten conusweerstand (qc) en de gestandaardiseerde conusweerstand (qc,stand). Voor het vastleggen van de conusweerstand werd voor elk grondmonster het volledige corresponderende interval van 50 cm geselecteerd op de bijhorende sondering. Over dit interval werd de gemiddelde conusweerstand en vervolgens de gestandaardiseerde conusweerstand berekend, om de waarden bepaald met verschillende conustypen onderling te kunnen vergelijken. Hiervoor werden ratio’s gebruikt die vastgelegd werden aan de hand van eerdere studies (Van Alboom en Whenham, 2003).

Methode statistische analyse Het onderzoek start met een grondige analyse van de beschikbare data uit de laboratoriumproeven. In figuur 2, is een schematisch overzicht gegeven van de opeenvolgende stappen. In Stap 0, wordt

verzameld en grondig statistisch geanalyseerd om te bepalen of ze kunnen samengevoegd worden tot een regionale proefverzameling. Middels regionale proefverzamelingen kunnen toekomstige projecten binnen de afdeling Geotechniek van de Vlaamse overheid gerichter en efficiënter worden ingepland. De bestudeerde monsters in deze geologische Formatie kunnen lithologisch ingedeeld worden in kleirijke of zandigere eenheden. Wanneer enkel de kleirijke eenheden bestudeerd worden, dan blijken de drie datasets onderling goed overeen te komen en kunnen ze samengevoegd worden tot één regionale proefverzameling.

elk monster gecontroleerd aan de hand van beschikbare boorbeschrijvingen en sondeerdiagrammen op ligging, zodat er zekerheid is dat het zich effectief in de Formatie van Boom bevindt. Vervolgens worden de drie datasets in Stap 1 onderworpen aan een klassieke statistische analyse, waarbij de distributie en de statistieken voor elke parameter worden bepaald. De correlaties tussen de verschillende parameters worden daarna in Stap 2 berekend per dataset. Deze berekende correlaties worden steeds visueel gecontroleerd aan de hand van xy-grafieken (crossplots). In Stap 3 worden de datasets onderling vergeleken aan de hand van de statistische parameters, histogrammen, crossplots, boxplots en quantile-quantilediagrammen (QQplots, zie verder). Ook de correlaties tussen de parameters worden onderling vergeleken voor de verschillende gebieden. Aan de hand van de resultaten uit de statistieken en diagrammen uit Stap 3 worden in Stap 4 de datasets ingedeeld in één of meerdere populaties. Tenslotte worden de hierboven beschreven stappen herhaald op deze kleinere populaties binnen de dataset. In deze aanpak is geen rekening gehouden met de ruimtelijke variabiliteit waarbij de verschillen tussen bepaalde parameters afhankelijk is van de afstanden tussen deze punten, en de onderlinge correlatie van parameters voor mon-

Figuur 2 Schematische weergave van de gevolgde methodologie.

21

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

sters ontnomen binnen dezelfde boring (Calle, 2007; Calle, 2008). Indien er verschillen worden waargenomen tussen de datasets onderling, dan wordt gezocht naar een objectieve en kwantificeerbare reden voor dit verschil. In deze analyse werd steeds gekeken naar het patroon van alle resultaten en niet naar één of enkele individuele getallen.

Quantile-Quantilediagram Een quantile-quantilediagram (QQplot) is een grafische methode om vast te stellen of twee datasets uit populaties met dezelfde verdeling komen. In een QQplot worden de percentielposities (uitgedrukt in fractie in plaats van procenten) van twee datasets tegen elkaar uitgezet. Een quantile is een punt waaronder een bepaalde fractie of percentage van de data ligt. Voor het 0,30 quantile of 30 percentiel geldt dat 30% van de data eronder ligt en 70% van de data er boven ligt. Indien twee datasets een gelijke verdeling hebben dan liggen de punten op de QQplot min of meer op een rechte lijn met functie y=x. Hoe groter de afwijking van deze lijn, hoe duidelijker het wordt dat de twee datasets afstammen uit populaties met verschillende verdelingen. – Indien de QQplot een rechte lijn volgt met formule y=x, dan volgen de twee datasets dezelfde verdeling.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 22

– Indien de QQplot een rechte is met formule y=x+b, dan zijn de verdelingen identiek na een constante verschuiving van de ene verdeling, er is een verschil in locatie (bij een normale verdeling is dat het populatiegemiddelde μ). – Indien de QQplot een rechte lijn vormt met als formule y=ax+b, dan is er een verschil in locatie en schaal (voor de normale verdeling is de schaal de standaarddeviatie ).

of verwijderd worden voordat men verder gaat met de statistische analyse.

Analyse van de datasets Na de voorafgaande controle van de verschillende monsters (stap 0) worden in de eerste stap de individuele datasets bestudeerd aan de hand van een samenvatting van statistieken. Het voorbeeld in tabel 2 geeft een overzicht van de statistieken van de dataset Antwerpen-Noord.

Afwijkingen van het lineaire gedrag kunnen ook lokaal optreden, waarbij er geconcludeerd kan worden dat twee verdelingen identiek zijn in een bepaald gebied en verschillend in een ander gebied. Uiterst lage en hoge waarden in de QQplot, wijzen op afwijkend staart-gedrag t.o.v. een normale verdeling. Ook afwijkende data (“outliers”) kunnen met behulp van deze diagramma’s gedetecteerd worden. Deze vallen op als punten die sterk afwijken van de trend die door de meeste punten gevolgd wordt.

Naast berekende statistieken werden er ook histogrammen opgesteld voor elke parameter. De minima en maxima berekend uit de statistieken worden gebruikt voor het bepalen van klassebreedtes van de histogrammen. Scheefheid en kurtosis geven de afwijking of overeenkomst t.o.v. een normale verdeling weer en uiten zich ook in de histogrammen. Zo wordt een beter inzicht verkregen in de verdeling en de frequentie van de onderzochte geotechnische parameters.

In de figuren 3 en 4 worden twee voorbeelden van de QQplot gedemonstreerd. In figuur 3 ziet men de opbouw van de QQplot op basis van de verdeling van de data en in figuur 4 worden “outliers” geïdentificeerd aan de hand van deze QQplots. Deze punten moeten dan nog eens apart bekeken

De verdeling van de meeste parameters vertoont een lichte scheefheid. In figuur 5 worden ter illustratie de histogrammen van de parameters conusweerstand (qc) en volumemassa droog weergegeven voor de drie datasets samen. In een aantal gevallen zijn er echter afwijkingen te

Figuur 3 - Voorbeeld van QQplot van de kleifractie voor dataset Antwerpen-Noord ten opzichte van Antwerpen-Oost.

zien. Een goed voorbeeld hiervan is de verdeling van de parameter kleifractie van de dataset Antwerpen-Oost (blauw in figuur 6). Het histogram vertoont meerdere pieken en volgt geen normale verdeling. Een dergelijk histogram geeft aan dat binnen de datasets mogelijk meerdere populaties voorkomen die elk gekenmerkt worden door hun eigen karakteristieke verdeling en statistische parameters. Wanneer zo een fenomeen wordt waargenomen, dan worden alle datapunten opnieuw gecontroleerd. Er wordt nagekeken of er fouten gemaakt werden bij ingave van data, of de data zich effectief bevindt in de bestudeerde Formatie van Boom en indien nodig worden er punten verwijderd. In stap 2 worden vervolgens de verschillende geotechnische parameters van een dataset onderling vergeleken in crossplots waarbij correlatiecoëfficiënten worden bepaald. Een voorbeeld van goede correlatie is weergegeven in Figuur 7 voor de dataset Antwerpen-Oost. De twee andere datasets vertonen vergelijkbare resultaten. Deze correlatie blijkt uit het feit dat alle datapunten zich enigszins langs een rechte positioneren en uit de bijhorende correlatiecoëfficiënten (tabel 3). De correlatie tussen de parameters kleifractie en leemfractie voor de dataset Antwerpen-Oost is volgens de coëfficiënt in tabel 3 minder goed (< 0.7). Wanneer gekeken wordt naar de crossplot in figuur 8, dan blijkt deze correlatie sterk beïnvloed door enkele meetpunten die buiten de rechte liggen, terwijl het gros van de datapunten wel op een rechte ligt. Slechts enkele punten, rood omcirkeld in de crossplot, wijken duidelijk af en zorgen voor een lagere correlatie tussen de twee parameters. Wanneer in detail gekeken wordt naar de grondmonsters geassocieerd aan deze data, dan bleken een aantal van deze monsters afkomstig te zijn uit meer zandige lagen in de Formatie van Boom. Die

Figuur 5 - Histogram van conusweerstand (qc ) en volumemassa droog voor de drie datasets (alle data).

Figuur 4 - Identificatie van “outliers” door QQplots.

22

GEOT ECHNIEK – Juni 2018


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 23

Tabel 2: Berekende statistieken voor dataset Antwerpen-Noord (alle data) Gemiddelde

Mediaan

Modus

Min

Max

S

5,30

5,20

5,77

2,31

8,85

1,32

0,33

2,91

7,70

1,00

-0,03

3,86

64

60,00

10,67

-0,80

3,00

102

Qc (MPa) Qc,stand (MPa)

4,74

4,76

5,02

2,01

Kleifractie (%)

45,62

47,65

52,30

17,10

Leemfractie (%)

Scheefheid Kurtosis

Aantal 64

48,26

46,90

43,30

17,70

76,40

10,34

0,46

4,66

102

Fijnzandfractie (%)

5,00

3,15

1,00

0,00

51,50

7,95

4,57

25,64

102

Zandfractie (%)

1,12

0,70

0,50

0,00

13,30

1,82

5,39

34,40

102

Grindfractie (%)

0,47

0,00

0,00

0,00

11,60

1,55

5,15

32,17

102

Slibgehalte (%)

74,30

74,80

70,30

26,50

89,90

12,52

-1,33

5,52

102

Vloeigrens (%)

76,96

78,85

66,40

29,60

95,00

11,64

-1,39

6,11

102

Uitrolgrens (%)

24,89

24,30

24,30

14,60

49,50

4,70

1,89

10,45

102

Plasticiteitsindex (Ip)

52,06

53,35

50,90

14,70

70,20

10,16

-1,09

4,53

102

Activiteitsindex (Ia)

1,17

1,10

1,10

0,70

2,50

0,29

3,07

13,31

98

Humusgehalte (%)

2,02

2,00

2,80

0,00

5,10

1,07

0,29

2,90

102

Kalkgehalte (%) Watergehalte (%) (Mg/m3)

Volumemassa natuurlijk droog (Mg/m3)

5,10

5,05

6,70

1,20

9,70

1,94

0,17

2,46

102

25,45

25,05

24,40

19,60

35,50

2,98

1,04

4,69

96

1,99 1,59

1,99 1,59

1,96 1,36

1,84 1,36

2,08 1,72

0,05 0,07

-0,92 -0,82

3,68 3,71

90 90

Tabel 3: Deel van de correlatietabel voor dataset Antwerpen-Oost (alle data) Qc,Stand Qc (MPa)

LeemFractie

FijnzandFractie

-0,67

-0,65

SlibGehalte

VloeiGrens

Uitrol- Plasticiteits- Volumemassa Grens Index droog

0,91

Kleifractie (%)

0,98

0,96

Leemfractie (%)

-0,60

-0,60

Fijnzandfractie (%)

-0,69

-0,66

-0,60

-0,64

0,97

0,71

0,96

0,76

0,99

Slibgehalte (%) Vloeigrens (%) Uitrolgrens (%)

0,96 -0,63

0,67

Watergehalte (%)

-0,92

Volumemassa natuurlijk (Mg/m3)

lagen corresponderen met de natuurlijke variatie in de lithologie of de aanwezigheid van septaria in de Formatie van Boom. Een aantal van deze monsters bevond zich tevens in de overgangszone tussen de Formatie van Boom en bovenliggende Formaties. De bovenste meters van de Formatie van Boom kunnen sporen van omzettingen vertonen. Enerzijds kan de Formatie scheuren vertonen die achteraf opgevuld zijn met andere sedimenten. Anderzijds kan de top van de Formatie van Boom ook verweerd of geoxideerd zijn, hetgeen een invloed heeft op de lithologie. Alle andere datapunten kunnen gelinkt worden aan de typische kleirijke grondmonsters van de Formatie van Boom. In die optiek moeten de datasets met “alle” datapunten beschouwd worden als datasets met meerdere subsets. Dit wordt geïllustreerd aan de hand van twee histogrammen (figuur 9) en twee crossplots (figuur 10) van de dataset van

0,68

0,93

Figuur 6 - Histogram van kleifractie voor de 3 datasets met aangeduide piek voor dataset Antwerpen-Oost (alle data).

23

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Figuur 7 - Crossplot van watergehalte t.o.v. volumemassa droog voor dataset Antwerpen-Oost (alle data).


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 24

Figuur 8 - Crossplot van kleifractie t.o.v. leemfractie voor dataset Antwerpen-Oost (alle data).

Figuur 9ab - Histogrammen van kleifractie met aanduiding van (links) de lithologische variatie voor dataset Antwerpen-Oost; en (rechts) de diepte van het monster t.o.v. de top van de Formatie van Boom voor dataset Antwerpen-Oost

Tabel 4: Deel van de correlatietabel voor de dataset Antwerpen-Oost (kleirijke data)

Qc (MPa)

Qc stand 0,87

Kleifractie (%)

Leemfractie

Fijnzandfractie

-0,94

-0,49

Slibgehalte

VloeiGrens

UitrolGrens

0,64

PlasticiteitsIndex

0,93

0,90

Leemfractie (%)

-0,85

-0,82

Fijnzandfractie (%)

-0,54

-0,53

-0,62

-0,46

0,91

0,66

0,91

0,76

0,99

Slibgehalte (%) Vloeigrens (%)

Volumemassa Droog

0,89 -0,84

Uitrolgrens (%)

0,64

Watergehalte (%)

-0,95

Volumemassa natuurlijk (Mg/m3)

0,94

Antwerpen-Oost. De dataset werd in eerste instantie opgedeeld in drie subsets op basis van de fijnzandfractie en de kleifractie: a. Subset I: data waarvan fijnzandfractie > 15%, onafhankelijk van percentage kleifractie (zandige data); b. Subset II: data waarvan fijnzandfractie < 15% en kleifractie < 30 % (minder zandige en minder kleiige data); c. Subset III: alle andere data waarvan fijnzandfractie < 15% en kleifractie > 30% (kleirijke data).

Figuur 10ab - Crossplots van kleifractie t.o.v. leemfractie voor dataset Antwerpen-Oost met aanduiding van (links) de zandige data (rood) en minder kleiige data (blauw); en (rechts) van de diepte van het monster t.o.v. top van de Formatie van Boom.

24

GEOT ECHNIEK â&#x20AC;&#x201C; Juni 2018

Daarnaast is nagegaan of de diepte van het monster t.o.v. top van de Formatie van Boom een impact heeft. Links in figuur 9a is te zien dat de omcirkelde afwijkende piek toegeschreven kan worden aan de zandige en minder kleiige datapunten (rood en blauw). Rechts in figuur 9b is hetzelfde histogram geconstrueerd waarbij ook de diepte van het monster in de Formatie van Boom weergegeven wordt. De omcirkelde piek is vooral


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 25

Figuur 11ab - Histogrammen van de plasticiteitsindex (Ip) voor (links) de drie datasets (alle data) en (rechts) voor de drie datasets (kleirijke data).

Figuur 12ab - Boxplot van de plasticiteitsindex (Ip) voor (links) de drie datasets (alle data) en (rechts) voor de drie datasets (kleirijke data).

Tabel 5: Berekende statistieken voor de dataset Antwerpen-Noord (kleirijke data) Gemiddelde

Mediaan

Modus

Min

Max

S

Scheefheid

Kurtosis

Aantal

Qc (MPa)

5,35

5,39

3,46

2,31

8,85

1,40

0,23

2,69

54

Qc,Stand (MPa)

4,74

4,76

3,01

2,01

7,70

1,08

-0,03

3,42

54

Kleifractie (%)

48,38

48,70

52,30

31,60

60,00

7,70

-0,35

2,19

90

Leemfractie (%)

47,10

45,95

43,30

36,10

62,50

6,34

0,52

2,70

90

Fijnzandfractie (%)

3,66

3,00

1,00

0,50

11,60

2,81

1,20

3,83

90

Zandfractie (%)

0,86

0,75

0,50

0,10

2,90

0,54

1,30

5,11

90 90

Grindfractie (%)

0,33

0,00

0,00

0,00

7,60

1,04

5,20

32,49

Slibgehalte (%)

76,28

76,35

70,30

48,30

89,90

9,30

-0,43

2,61

90

Vloeigrens (%)

78,78

79,30

66,40

60,80

94,90

8,08

-0,14

2,24

90

Uitrolgrens (%)

25,13

24,40

24,30

20,30

49,50

4,12

2,72

15,28

90

Plasticiteitsindex (Ip)

90

53,65

55,15

50,90

28,40

70,20

8,20

-0,56

3,09

Activiteitsindex (Ia)

1,10

1,10

1,10

0,70

1,40

0,12

-0,24

4,28

87

Humusgehalte (%)

2,05

2,05

2,80

0,00

5,10

1,12

0,26

2,71

90

Kalkgehalte (%)

5,11

5,10

6,70

1,20

9,70

1,99

0,14

2,40

90

25,61

25,20

24,40

19,60

35,50

3,02

0,99

4,56

88

1,99 1,58

1,99 1,59

1,96 1,36

1,84 1,36

2,08 1,72

0,05 0,07

-0,88 -0,78

3,59 3,67

87 87

Watergehalte (%) Volumemassa Natuurlijk (Mg/m3) Volumemassa Droog (Mg/m3)

oranje gekleurd en bestaat uit monsters die op 1 tot 3 m diepte liggen ten opzichte van de top van de Formatie van Boom. In Figuur 10 wordt de crossplot die reeds getoond was in figuur 8, in detail bekeken. Er was vastgesteld dat enkele afwijkende punten (aangeduid in figuur 8) zorgden voor een minder goede correlatie tussen de parameters kleifractie en leemfractie. Deze punten waren gelinkt aan de zandige monsters (> 15% fijn zand), links in figuur 10a aangeduid als rode punten. Rechts uit figuur 10b blijkt dat deze zandige data zich telkens bevinden binnen 1-3 m van de top van de Formatie van Boom (ook rood aangeduid in figuur 10b). Ook uit de literatuur blijkt dat de Formatie van Boom bestaat uit een bovenste verweerde laag tot 4m dik met zwakkere mechanische eigenschappen (Laag BK0, in Schittekat et al., 1983).

Tabel 4 geeft een overzicht van de correlatiecoëfficiënten tussen de diverse parameters van de dataset Antwerpen-Oost nadat alle niet kleirijke grondmonsters werden verwijderd. Wanneer tabel 3 en 4 onderling worden vergeleken, is het duidelijk dat bepaalde correlatiecoëfficiënten sterk veranderen. De correlatie tussen kleifractie en leemfractie verbetert aanzienlijk van -0,67 naar -0,94 terwijl de correlaties tussen kleifractie en fijnzandfractie veranderen van een schijnbaar goede waarde (-0,69) naar een meer realistische waarde (-0,49). Dit onderstreept het belang van het controleren van berekende correlaties aan de hand van crossplots. Ook de oorspronkelijke statistieken (tabel 2) van de dataset Antwerpen-Noord zijn na weglating van de silt/zand monsters behoorlijk gewijzigd (tabel 5). De minimale waarde voor bijvoorbeeld

25

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

plasticiteitsindex verandert van 14,7 naar 28,4.

Vergelijken van de datasets onderling In stap 3 en stap 4 van de analyse worden de parameters van de drie datasets onderling vergeleken met behulp van histogrammen, quantielquantieldiagrammen (QQplots) en boxplots. Deze analyse wordt eerst uitgevoerd voor de volledige dataset (alle data - stap 3) en vervolgens voor de subset “kleirijke data” (stap 4). Bij het vergelijken van de historgrammen, QQplots en boxplots per parameter werden telkens dezelfde relaties waargenomen: – de parameters van de datasets AntwerpenNoord en Antwerpen-Oost komen onderling beter overeen; – de overeenkomst tussen de datasets wordt positief beïnvloed wanneer alleen de kleirijke data bestudeerd wordt.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 26

Figuur 13abc QQplots van plasticiteitsindex (Ip) voor dataset: (links) Antwerpen-Noord t.o.v. dataset Antwerpen-Oost (alle data); (midden) Antwerpen-Oost t.o.v. dataset Antwerpen-Linkeroever (alle data); (rechts) Antwerpen-Noord t.o.v. dataset Antwerpen-Linkeroever (alle data).

Figuur 14abc QQplots van plasticiteitsindex (Ip) voor dataset: (links) Antwerpen-Noord t.o.v. dataset Antwerpen-Oost (kleirijke data); (midden) Antwerpen-Oost t.o.v. dataset Antwerpen-Linkeroever (kleirijke data); (rechts) Antwerpen-Noord t.o.v. dataset Antwerpen-Linkeroever (kleirijke data).

Enkel voor de parameters fijnzand- en zandfractie kwamen de datasets Antwerpen-Linkeroever en Antwerpen-Noord onderling beter overeen. Voor het slib-, humus- en kalkgehalte kwamen alle drie datasets onderling even goed overeen en dit zowel voor alle data als voor de kleirijke data. Binnen de datasets werden ook telkens dezelfde correlaties afgeleid uit de crossplots. Dit geeft aan dat de data tot eenzelfde statistische populatie kan behoren. Als voorbeeld wordt plasticiteitsindex (Ip) geïllustreerd aan de hand van histogrammen (figuur 11) , boxplots (figuur 12) en QQplots (figuur 13 en figuur 14) voor “alle data” en de “kleirijke data”. Uit deze diagrammen blijkt de overeenkomst groter wanneer alleen de kleirijke data beschouwd wordt.

Besluit Het onderzoeken of verschillende populaties samengevoegd kunnen worden tot een regionale proefverzameling gaat gepaard met een grondige analyse van de te bestuderen parameters. Uit de statistische en visuele analyse bleek dat twee studiegebieden onderling goed overeenkomen (Antwerpen-Noord versus Antwerpen-Oost) terwijl de derde dataset (Antwerpen-Linkeroever) minder goed overeenkwam met de twee andere studiegebieden. Tevens werden er minder gangbare waarden waargenomen, bijvoorbeeld in de fijnzandfractie of de kleifractie voor enkele monsters

vooral gelegen in de top van de Formatie waarvoor de waarden respectievelijk hoger en lager waren dan verwacht. Deze resultaten kunnen niet zonder meer genegeerd worden daar het om gemeten waarden gaat voor monsters in de Formatie van Boom. Dit kan opgevangen worden door de bestudeerde laag op te delen in een bovenste verweerde laag en een onderste laag en de studie te herhalen voor deze 2 lagen, op voorwaarde dat voldoende proefresultaten beschikbaar zijn om gefundeerde statistische uitspraken te kunnen doen. Tevens dienen nog correcties toegepast te worden die rekening houden met de ruimtelijke variabiliteit tussen en onderlinge correlaties van monsters. Algemeen kan voor deze datasets besloten worden dat ze voor de kleirijke pakketten, tot eenzelfde populatie behoren en dat ze samengevoegd kunnen worden tot een regionale proefverzameling.

Referenties – Calle, E., 2007. Statistiek bij Proevenverzamelingen. Het ruimtelijke statistiche model. Geotechniek, 11e jaargang, nummer 3, blz. 40-45. – Calle, E., 2008. Statistiek bij regionale proevenverzamelingen. Geotechniek, 12e jaargang, nummer 1, blz. 40-44 – De Beer E.E., 1967. Shear Strength Characteristics of the Boom Clay. Proceedings of the Geotechnical Conference OSLO, blz. 83-88.

26

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

– Jacobs P., Polfliet T., De Ceukelaire M., Moerkerke G., 2010. Kaartblad 15 Antwerpen. Toelichtingen bij de geologische kaart van België - Vlaams Gewest. Belgische Universiteit Gent, Geologische Dienst en Departement LNE, Afdeling Land en Bodembescherming, Ondergrond, Natuurlijke Rijkdommen, 60 pp. – Schittekat J., Henriet J.P., Vandenberghe N., 1983. Geology and geotechnique of the Scheldt Surge Barrier. Characteristics of an overconsolidated clay. 8th International Harbour Congress 2, blz. 121–135. – Van Alboom G., Whenham V., 2003. Soil investigation campaign at Limelette (Belgium): Results. In: Maertens en Huybrechts (eds). Belgian Screw Pile Technology Design and Recent Developments, Proceedings of the Second Symposium on Screw Piles, A.A. Balkema Publishers, blz. 21-70. – Vandenberghe N., 1978. Sedimentology of the Boom Clay (Rupelian) in Belgium. Verhandelingen van de Koninklijke academie voor wetenschappen, letteren en schone kunsten van België. Klasse der wetenschappen 147, blz. 1-137. 쎲


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 27

Your success d results. Thatâ&#x20AC;&#x2122;s our innovative solutions. Customised to your requirements, our tried and tested products provide the basis for any earthworks or ground engineering project. Discover the world of geosynthetics. Discover HUESKER.

Your Y our o P Pr Project oject in Saf Safe e Hands

www.HUESKER.nl | E-mail: info@HUESKER.nl | P Phone: +31 (0) 88 594 00 50


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 28

Grondbelasting op ankerstangen

Siebe Dijkstra VolkerInfra, een Koninklijke VolkerWesselsonderneming

Guido Meinhardt CRUX Engineering B.V.

Deel 1 Klaas Jan Bakker WAD43 & Technische Universiteit Delft

Figuur 1 – Modelproef Deltares met T-bars (oranje cirkels) en waterspanningsmeters (blauwe cirkels) in een consolidatie cel (Bron: (Lottum, 2010)).

Tabel 1 – Parameters van Speswhite-klei voor het HS model in Plaxis 2D (Feddema, Breedeveld, & Tol, 2010) en (Lottum, 2010).

Inleiding Op trek belaste ankerstaven van bijvoorbeeld damwanden kunnen, nadat zij zijn geplaatst, in de loop van de tijd op nadelige wijze door zettingen worden belast. In het bijzonder als achter de damwand wordt opgehoogd, maar ook als de grond zelf nog aan zettingen onderhevig is, bijvoorbeeld door kruip van dieper gelegen samendrukbare lagen. Deze zettingen resulteren in een toename van de spanningen in het ankerelement. In 2015 is in het kader van afstuderen aan de TU Delft onderzoek naar dit verschijnsel gedaan, (Dijkstra, 2015), waarbij o.a. data is geanalyseerd van modelproeven door Deltares over de belastingen, de q-last op de ankerstaaf, als gevolg van grond die om een staaf heen zakt. Dit als aanzet om te komen tot een meer algemene beschrijving in een rekenmodel van de krachtswerking tussen de ankerstaaf en de ondergrond. Om voldoende diepgang te kunnen bieden wordt het onderwerp in twee delen behandeld. In het voorliggende artikel wordt ingegaan op de modelproeven van Deltares en de daarbij uitgevoerde Plaxis-simulaties. Op basis van de resultaten van deze simulaties wordt een formulering voor de qlast op een ankerstaaf afgeleid. De focus ligt hierbij op ankers in kleigrond. In het tweede artikel wordt de rekenmethode voor bepaling van de extra krachten/spanningen in de staaf ten gevolge van deze q-last in meer detail beschreven. Hierbij wordt rekening gehouden met de randvoorwaarden van de staaf zoals bedding en oplegreacties.

Gedrag van zakkende grond op ankers; laboratorium onderzoek Voor het beschouwen van de problematiek om-

trent zakkende grond op ankers kan onderscheid gemaakt worden tussen het grondgedrag rondom het anker en de wijze waarop de ankerstaaf vervormt als gevolg van deze grondbelasting. De maximaal optredende belasting op de staaf per strekkende meter (qz) als gevolg van nazakkende kleigronden wordt bijvoorbeeld in CUR166 beschreven op basis van vergelijking (1). (1) Waarin: qz = verticale belasting op de ankerstang of -streng [kN/m1] cu = ongedraineerde schuifsterkte [kPa] D = diameter ankerstaaf of -streng [m] α = invloedsfactor voor nazakkende kleigronden De CUR 166 (6e druk) kent daarbij de getalswaarde van 5 toe aan de invloedsfactor α. In de literatuur worden echter ook hogere waarden genoemd voor (1 + α), zoals bij (Martin & Randolph, 2006) met waarden tussen 9 en 12, hetgeen in vergelijking (1) neerkomt op waarden voor van 8 à 11. Deze mogelijke onderschatting van de belastingen op een ankerstaaf was voor Deltares in 2009 aanleiding tot het uitvoeren van aanvullend laboratoriumonderzoek (Lottum, 2010). Voor het verifiëren en modificeren van de methode om de gevolgen van zakkende grond te bepalen, is gebruik gemaakt van uitkomsten van de modelproeven van Deltares. De gedraineerde en ongedraineerde proeven zijn uitgevoerd in conso-

28

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

lidatiecellen waarbij T-bars met een beperkte diameter door kleigrond (o.a. Speswhite-klei) zijn gedrukt (zie Figuur 1). In Tabel 1 zijn de relevante parameters van Speswhite-klei van het Plaxis Hardening soil (HS) model weergegeven. Conform de beschrijving van de proeven in Lottum, 2010 werd per modelproef gestart met het aanbrengen van de consolidatiespanning. Deze verticale spanning werd op het proefstuk aangebracht om eventuele wateroverspanning gedurende voldoende wachttijd te laten consolideren. Het aanbrengen van de consolidatiespanning zorgt voor een opgelegd verticaal spanningsniveau σ’1 waarmee de ongedraineerde schuifsterkte van de klei op een bepaalde diepte gesimuleerd wordt. Vervolgens werd de T-bar, met een lengte van 50 mm een diameter van 8 mm, verticaal over een afstand van 10 mm door de klei gedrukt, de snelheid werd daarbij constant gehouden. Met het verplaatsen ontwikkelt zich een kracht op de T-bar welke afhankelijk is van zowel gegevens van de kleisoort als de proefopstelling. Vervolgens zijn de modelproeven met behulp van Plaxis 2D gesimuleerd om het materiaal gedrag, voor de analyse van de meetgegevens in meer algemene zin te kunnen ijken met de meetgegevens. Voor het bepalen van de belasting op de ankerstaaf voor kleigronden wordt door CUR 166 gebruik gemaakt van een beschrijving op basis van


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 29

Samenvatting Zetting van grondlagen langs een daarin gelegen ankerstaaf kan leiden tot een aanvullende kracht in de ankerstaaf. Dit is in het bijzonder van belang voor situaties waarbij na aanleg nog wordt opgehoogd achter de grondkering, zoals bij dijkverbetering. In het kader van een afstudeeropdracht aan de TU Delft is onderzoek gedaan naar deze aanvullende kracht in de staven. Daarbij is een alternatieve rekenwijze voor deze krachten afgeleid en gevalideerd. Bij het onderzoek kunnen twee deelaspecten worden onderscheiden. Het eerste betreft

de ongedraineerde schuifsterkte. Daarbij wordt geen onderscheid gemaakt tussen gedraineerd gedrag en ongedraineerd gedrag van kleigrond ofschoon de lage belastingssnelheid in de praktijk vaak leidt tot een gedraineerde grondreactie en de uitkomst wel degelijk afhankelijk is van de mate van drainage.

Gedraineerde en ongedraineerde schuifsterkte De schuifsterkte voor gedraineerd en ongedraineerd bezwijken verschilt bij gelijke initiële spanningen. Voor gedraineerd gedrag neemt de gemiddelde effectieve spanning toe tot het moment van bezwijken, met een hogere schuifsterkte als gevolg. De schuifsterkte voor ongedraineerd gedrag verschilt daarmee van gedraineerd gedrag. Waarbij moet worden bedacht dat ook bij bezwijken op afschuiving er vanwege Rowe’s dilatantie regel afhankelijk van de mate van drainage ook altijd een effect is op de isotrope spanning en daarmee vanwege de relatie met volume verandering op de schuifsterkte. Voor het vaststellen van de schuifsterkte op het moment van bezwijken kunnen de volgende vergelijkingen worden toegepast, zie vergelijking 2,3 en 4. Vergelijking (2), voor het bepalen van τ, kan voor zowel gedraineerd als ongedraineerd gedrag gebruikt worden. σ’1 en σ’3 kunnen echter wel verschillen. Bij ongedraineerd bezwijken, op basis van vergelijking (3), is de verticale spanning σ’1 bekend, deze blijft constant met het vervormen van de grond. De horizontale korrelspanning σ’3 dient berekend te worden aangezien de waarde afneemt met het bezwijken van de grond (toename waterspanningen). Bij gedraineerd bezwijken blijft σ’3 constant en dient σ’1 berekend te worden.

de belasting door de grond op de staaf en het tweede betreft de krachtswerking in de staaf als gevolg van die belasting, met bijbehorende randvoorwaarden zoals bedding, oplegreacties en de staaltechnische details. Het voorliggende artikel gaat in op het eerste onderdeel; de belastingen. Daarbij wordt onderscheid gemaakt tussen gedraineerd en ongedraineerd bezwijken van kleigrond rondom een ankerstaaf. In het tweede artikel zal de krachtswerking in de staaf worden beschreven.

Indien een verticale spanning (consolidatiespanning) van 114 kPa wordt aangebracht zoals in de proeven resulteert dit, met de in Tabel 1 genoemde parameters, in σ’1 = 117 kPa voorafgaand aan het beproeven van de kleigrond. Deze waarde is hoger dan de consolidatiespanning vanwege de dikte van het beproefde monster. Hierbij geldt σ’3 = 72 kPa, welke bepaald is met behulp van K0 = 0,61. Voor het bepalen van σ’1 op het moment van gedraineerd bezwijken dient vergelijking (4) toegepast te worden. Gedraineerd bezwijken van kleigrond in een triaxiaal proef bij axiaal belasten resulteert dan op basis van vergelijking (2) in een gedraineerde schuifsterkte van circa 46 kPa. Indien het gedrag in de klei als ongedraineerd kan worden beschouwd neemt de effectieve spanning af als gevolg van optredende waterspanningen. Op het moment van bezwijken op basis van het Mohr-Coulomb criterium bedraagt de in dit geval ongedraineerde schuifsterkte dan circa 32 kPa. De betreffende waarden voor zowel de gedraineerde als ongedraineerd schuifsterkte zijn bepaald bij hoge rekken, 20% in bovenstaande geval, dit strookt met de grote vervormingen die gepaard gaan met het nazakken van grond langs een ankerstaaf.

Plaxis 2D simulaties Op basis van de constatering dat de schuifsterkte

afhankelijk is van de mate van drainage gedurende de proef, zijn de modelproeven van Deltares geanalyseerd met behulp van Plaxis 2D. Voor de simulaties is gebruik gemaakt van het Hardening Soil model (HS). Evenals bij de modelproeven wordt in Plaxis 2D een consolidatiespanning aangebracht om de spanningstoestand op een bepaalde diepte te simuleren. Hierna wordt met een constante snelheid een rond plate-element door de kleigrond gedrukt waardoor het element belast wordt. Figuur 2 geeft de resulterende lastverplaatsingscurve van een proef waarbij de kleigrond ongedraineerd bezwijkt. Met de verplaatsing van de ankerstaaf ten opzichte van de kleigrond (relatieve verplaatsing) neemt de verticale belasting op de staaf toe tot een evenwichtswaarde is bereikt. De invloedsfactor α kan hiermee teruggerekend worden met behulp van vergelijking (1). Op basis van de waarden uit de modelproef van Deltares volgt in dit geval α = 9,0 = (2,0/(25x0,008)-1) en op basis van de simulaties met Plaxis van α = 8,0. De ongedraineerde schuifsterkte van de Speswhite-klei in de modelproeven van Deltares verschilt van de verkregen waarde in de Plaxis 2D simulaties. In het modelonderzoek van Deltares wordt de verhouding cu/σ’v = 0,21 toegepast om de ongedraineerde schuifsterkte (cu = 25 kPa) van het materiaal te bepalen. Het ongedraineerde ge-

(2) (3)

Figuur 2 –

(4)

Last-verplaatsingsgrafiek van een ongedraineerde proef uit de modelproeven (Deltares) gesimuleerd met Plaxis 2D.

29

GEOT ECHNIEK – Juni 2018


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 30

drag van de kleigrond wordt in Plaxis gesimuleerd met het drainage type “Undrained (A)” op basis van c’ en φ’. De ongedraineerde schuifsterkte van het materiaal is hierdoor geen invoerparameter, echter veel meer een resultaat van de berekening. Voor deze specifieke proef geldt cu = 32 kPa. Figuur 3 toont de last-verplaatsingscurve van de proef met dezelfde opstelling, echter nu is de kleigrond gedraineerd bezweken. De gedraineerde schuifsterkte van de Plaxis 2D simulaties bedraagt in dit geval bij benadering 46 kPa (teruggerekend met de SoilTest optie in Plaxis). Bij de modelproeven van Deltares ontbreekt een exact inzicht in de gedraineerde schuifsterkte, deze wordt niet genoemd. In de uitwerking van Deltares werd een ongedraineerde schuifsterkte (cu = 25 kPa) veronderstelt om de invloedsfactor α te bepalen. Waarschijnlijk is in de opzet van de proef en het rapport van Deltares destijds uitgegaan van de internationale aanpak, waarbij de factor α wordt vastgesteld op basis van de ongedraineerde schuifsterkte en de huidige aanpak in CUR166. De waarden uit de Plaxis 2D simulatie resulteren in een invloedsfactor α = 7,7 = (3,2/(46x0,008)-1) wat eveneens in de orde grootte van ligt van α = 8, de waarde die eerder werd gevonden. Tijdens de afstudeerstudie zijn de verschillende ongedraineerde en gedraineerde modelproeven met Plaxis 2D gesimuleerd. Om rekening te kunnen houden met zowel gedraineerd als ongedraineerd gedrag van zakkende kleigrond is de ongedraineerde schuifsterkte cu in vergelijking (1) uit CUR 166 aangepast en vervangen door de actuele schuifsterkte τ van de grond bij bezwijken, dit biedt de mogelijkheid om met dezelfde vergelijking zowel de gedraineerde als ook de ongedraineerd situatie te beschouwen. Op basis van de bereikte evenwichtswaarde uit de last-verplaatsingscurves, zoals Figuur 2 en Figuur 3, kan de invloedsfactor fi voor cohesieve (klei)grond bepaald worden.

(5) Waarin: qz = verticale belasting op de ankerstang of -streng [kN/m1] τ = schuifsterkte bij bezwijken [kPa] D = diameter ankerstaaf of -streng [m] fi = invloedsfactor voor nazakkende (klei)gronden Uit de Speswhite-klei simulaties blijkt dat de belasting qz een hogere waarde heeft dan werd bepaald op basis van de modelproeven. Omdat in de resultaten van de modelproeven (bij gelijke uitgangspunten) relatief grote bandbreedtes zijn waargenomen heeft dit, op basis van de verkregen inzichten tijdens het afstuderen, waarschijnlijk te maken met de gevoeligheid van de proeven ten aanzien van het prepareren van de klei en/of de belastingssnelheid van de T-bars. De resultaten van de Plaxis-simulaties worden hier echter niet door beïnvloed. De parameters, zoals de schuifsterkte, benodigd voor het bepalen van de invloedsfactor fi kunnen los van de modelproeven worden vastgesteld. Op basis van de effectieve korrelspanningen en de betreffende c’ en φ’ van het materiaal kan de bijbehorende schuifsterkte met behulp van vergelijkingen (2), (3) en/of (4) worden berekend. De mogelijke overschatting van qz in de Plaxis-simulaties ten opzichte van de modelproeven heeft hierdoor geen invloed op de afleiding van de invloedsfactor.

Bepalen van de invloedsfactor Met behulp van de evenwichtsbelasting qz uit de proeven kan de corresponderende invloedsfactor fi op basis van vergelijking (5) worden afgeleid. De diameter van de staaf is een gegeven en de schuifsterkte van het materiaal kan worden berekend. De invloedsfactor kan hiermee worden bepaald. Figuur 4 vergelijkt de invloedsfactoren fi van de modelproeven met de verkregen waarden uit de Plaxis 2D simulaties voor verschillende

Figuur 3 – Last-verplaatsingsgrafiek van een gedraineerde proef uit de modelproeven (Deltares) gesimuleerd met Plaxis 2D.

30

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

tijdsintervallen (zettingssnelheden). De lagere snelheden zijn interessant met het oog op natuurgetrouwe zettingssnelheden door autonome bodemdalingen of kruip, waarbij de grond hierbij volgens (Mayne, 2009) als gedraineerd kan worden beschouwd. Voor snelheden lager dan circa 4 mm/maand is sprake van gedraineerd grondgedrag. Het gros van de situaties waarbij zakkende grond een ankerstaaf belast zal als gedraineerd aangemerkt moeten worden. In het modelonderzoek (Lottum, 2010) zijn meerdere gedraineerde en ongedraineerde proeven uitgevoerd. Enkelen hiervan zijn gesimuleerd met Plaxis 2D, hiervan geven Figuur 2 en Figuur 3 de resultaten van twee simulaties weer. De resultaten van de met Plaxis 2D gesimuleerde proeven, waaronder de in Figuur 2 en Figuur 3 weergegeven uitkomsten, zijn eveneens in Figuur 4 aangeduid. Opgemerkt wordt dat bezwijken in Plaxis is benaderd als punt waar de vervormingen toenemen bij constante krachten op de T-bar. De trendlijn van de proeven van Deltares in Figuur 4 geeft de waarde van de invloedsfactoren weer welke zijn bepaald naar aanleiding van de modelproeven, te weten 8,6 voor ongedraineerd gedrag en 11,6 voor gedraineerd gedrag (Lottum, 2010). In beide gevallen is daarbij gewerkt vanuit de ongedraineerde schuifsterkte cu terwijl de actuele schuifsterkte afhankelijk is van de mate van drainage. Bij de gedraineerde proeven resulteert dit hierdoor in een hogere fi, omdat de belasting voor gedraineerd bezwijken immers hoger was. Doordat voor zowel de gedraineerde als de ongedraineerde proeven een ongedraineerde schuifsterkte is toegepast werd geen constante waarde voor de invloedsfactor gevonden. Geconcludeerd kan worden dat vanwege de beperkte afmetingen van de T-bar diameter en de lage belastingssnelheden er bij het merendeel van de proeven sprake moet zijn geweest van een gedraineerde situatie. Deltares heeft er destijds bij de presentatie van de resultaten voor gekozen aansluiting te houden bij de rekenmethode van CUR 166 en de uitkomsten uitgedrukt in relatie tot een ongedraineerde schuifsterkte cu. Bij vertaling naar een praktijksituatie kan dit naar de mening van de auteurs echter leiden tot een onjuiste interpretatie van de proefresultaten. Hierdoor wordt de indruk gewekt dat de invloedsfactor voor kleigrond geen constante is maar variabel, dit is ongewenst. Uit de Plaxis-simulaties (en tevens de theorie) blijkt echter dat het juist de (on)gedraineerde schuifsterkte is, die binnen vergelijking (5) varieert. Terwijl daarentegen de invloedsfactor constant is bij zowel gedraineerd als ongedraineerd bezwijken van de cohesieve (klei)grond.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 31

Figuur 4 â&#x20AC;&#x201C;

De belasting qz op de staaf bij bezwijken zal uiteraard wel variĂŤren aangezien de bijbehorende schuifsterkte afhankelijk is van gedraineerd of ongedraineerd bezwijken van de kleigrond. Gedraineerd bezwijken van zakkende grond zorgt voor een hogere belasting op de ankerstaaf dan wanneer sprake is van ongedraineerd grondgedrag omdat de gedraineerde schuifspanning immers hoger is dan ongedraineerde schuifspanning (bij een gelijk initieel spanningsniveau). Ondanks het gebruik van gelijke randvoorwaarden tonen de modelproeven een grote spreiding in de resultaten. In de simulaties met Plaxis 2D komt deze spreiding niet voor, omdat de grondeigenschappen nu op voorhand als een invoerparameter zijn opgegeven. In de modelproeven is de sterkte van de grond mede afhankelijk zijn van de wijze waarop ieder afzonderlijk monster Speswhite-klei geprepareerd wordt en de mate waarin dat bij herhaling reproduceerbaar is. Verder is in Plaxis nog gevarieerd met de diameter van de staaf, waarbij de invloedsfactoren voor gelijke opgelegde verplaatsingen zijn bepaald. Hierbij is de staafdiameter successief groter gemaakt tot gangbare staafdiameters. Dit heeft niet tot significant andere inzichten geleid voor de invloedsfactor, hetgeen betekent dat de factor binnen gangbare staafafmetingen redelijk constant lijkt. Tevens is ook een andere ongedraineerde kleisoort berekend, die eveneens niet tot een significant andere invloedsfactor geleid heeft. Mogelijk dat vervolgonderzoek dit beeld kan bevestigen. In de Plaxis 2D simulaties is de schuifsterkte aangepast aan het ongedraineerd en gedraineerd grondgedrag, dit resulteert in een nagenoeg constante waarde van 8 voor de invloedsfactor voor cohesieve (kleiachtige) materialen.

Vervolgstappen Nu de maximale belasting van de cohesieve (klei)grond op de ankerstaaf qz als functie van de grondparameters op basis van vergelijking (5) bekend is, kan de aanvullende belasting (kracht in de staaf/streng) als functie van de geometrische randvoorwaarden met behulp van modelmatige berekeningen nader worden bepaald. In CUR 166 wordt een uitgebreide methodiek beschreven voor het effect van zakkende grond op ankerstaven, waarbij in stappen verschillende situaties dienen te worden beschouwd. Een beperking van de methodiek in CUR 166 is echter dat hierbij wordt aangenomen dat de ankerstaaf horizontaal is met een de grondverplaatsing loodrecht op de as van de staaf. In de praktijk worden echter steeds vaker ankerstaven onder een helling toegepast. Op basis van verkennende berekenin-

Invloedsfactor uitgezet tegen het tijdsinterval voor gedraineerd en ongedraineerd bezwijken van Speswhite-klei.

gen met Plaxis bestond de indruk dat het CUR model voor die situaties een te conservatieve uitkomst geeft ofschoon dit model bij gebrek aan beter wel werd toegepast. Een vervolgstap in het afstudeeronderzoek was om te onderzoeken welke formulering het meest geschikt zou zijn om deze beperking weg te nemen. Hiervoor is een nieuwe rekenmethode ontwikkeld op basis van een zettingsafhankelijke belasting en vervorming van de staaf. De rekenmethode is geverifieerd en gevalideerd met Plaxis-berekeningen met behulp van Embedded piles en zal in een volgend artikel nader worden toegelicht. Naast het ontwikkelen van een nieuwe rekenmethodiek verdient het de aanbeveling om in verdergaande onderzoeken met proeven de hier gevonden invloedsfactor voor de belasting op het ankerelement (voor klei) te verifiĂŤren. Tevens zouden de ankerkrachten bij zakkende grond op ankerelementen bij geschikte projecten in-situ kunnen worden gemeten met bijvoorbeeld rekstroken. De hier beschreven berekeningsmethode voor de belasting op het ankerelement (met name de gevonden invloedsfactor) zou hiermee geverifieerd kunnen worden.

Conclusie Vanwege de beperkte zettingssnelheden bij autonome bodemdaling en kruip is het bij zakkende grond op ankers van belang om onderscheid te maken tussen gedraineerd en ongedraineerd grondgedrag. Dit heeft zijn weerslag op de schuifspanningen op het moment van bezwijken (schuifsterkte) van de grond. Een schuifsterkte welke afhankelijk is van het gedraineerd of ongedraineerd bezwijken van grond rondom het anker, resulteert voor cohesieve (kleiachtige) materialen in een nagenoeg constante waarde voor de

31

GEOT ECHNIEK â&#x20AC;&#x201C; Juni 2018

invloedsfactor fi in de formule om de belasting op de ankerstaaf ten gevolge van zakkende grond mee te bepalen. Hierbij kan de vergelijking voor de belasting door zakkende grond đ?&#x2018;&#x17E;đ?&#x2018;§= đ?&#x2018;?đ?&#x2018;˘â&#x2C6;&#x2122;đ??ˇâ&#x2C6;&#x2122;(1+đ?&#x203A;ź) uit CUR 166 deel 2 paragraaf 4.9.13 vervangen te worden door đ?&#x2018;&#x17E;đ?&#x2018;§= đ?&#x153;?â&#x2C6;&#x2122;đ??ˇâ&#x2C6;&#x2122;(1+đ?&#x2018;&#x201C;đ?&#x2018;&#x2013;) waarbij de actuele schuifsterkte Ď&#x201E; afhankelijk van de mate van drainage kan worden bepaald in combinatie met een constante invloedsfactor fi = 8. De diameter is afhankelijk van het ankertype en de bijhorende uitvoeringsmethode. De gevonden invloedsfactor kan in verdergaande onderzoeken met proeven geverifieerd worden. In een volgend artikel wordt een nieuwe rekenmethode toegelicht welke op basis van een zettingsafhankelijke belasting en staafvervorming inzicht geeft in de krachtswerking in de ankerstaaf door zakkende grond.

Literatuur â&#x20AC;&#x201C; CUR. (2012). CUR-publicatie 166 Damwandconstructies Deel 2 (6de druk ed.). Gouda. â&#x20AC;&#x201C; Dijkstra, S. (2015). Zakkende grond op ankers. Technische Universiteit Delft. â&#x20AC;&#x201C; Feddema, A., Breedeveld, J., & Tol, A. v. (2010). Lateral loading of pile foundations due to embankment construction. Numerical Methods in Geotechnical Engineering (pp. 631-636). London: Taylor & Francis Group. â&#x20AC;&#x201C; Lottum, H. (2010). Modelonderzoek belasting door zakkende grond op ankerstangen. Deltares. â&#x20AC;&#x201C; Martin, C., & Randolph, M. (2006). Upperbound analysis of lateral pile capacity in cohesive soil. Geotechnique 56.2 p. 141-145. â&#x20AC;&#x201C; Mayne, P. (2009). Geomaterial and testing, p. 2777-2872. â&#x20AC;&#x201C; Plaxis. (2014). Pile modelling in a 2D plain strain model. Opgeroepen op 8 7, 2015, van http://kb.plaxis.nl/tips-and-tricks/pilemodelling-2d-plain-strain-model. ě&#x17D;˛


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 32

Vraag & Antwoord

Langs een snelweg wordt een aarden geluidswal aangelegd. Ten behoeve van het ontwerp is grondonderzoek uitgevoerd. Het uitgevoerde grondonderzoek bestaat uit enkele sonderingen en een boring waaruit proefstukken zijn geselecteerd voor het uitvoeren van samen- drukkingsproeven en triaxiaalproeven. Figuur 1 geeft de resultaten van een van de sonderingen ter plaatse van de geplande geluidswal. Bij de uitvoering van de sondering is gemeten: de diepte; de sondeerweerstand (qc); de plaatselijke wrijving (fs); de waterspanning direct boven de tip (u2). Op de locatie waar de sondering is uitgevoerd is het maaiveld op NAP 2,5 m gelegen. De numerieke waarde van de metingen op een diepte van NAP – 4,0 m zijn gegeven in tabel 1. Parameter conusweerstand, qc locale wrijving, fs waterspanning, u2

Eenheid [MPa] [MPa] [MPa]

Waarde 1,050 0,016 0,072

Tabel 1 - Numerieke waarde meetdata figuur 1 op diepte NAP – 4,00 m Het laboratoriumonderzoek heeft bestaan uit enkele samendrukkingsproeven. Fig.2 geeft het spanningsrek verloop van een van de samen- drukkingsproeven. De numerieke waarden zijn gegeven in tabel 2. Fig. 3 geeft het consolidatieverloop van de 7e stap. Hierbij is op de horizontale as de logaritme van tijd, in minuten, uitgezet. De initiële monsterhoogte was 20 mm. Voorafgaand aan de aanleg van de geluidswal zijn 5 veld-vin proeven uitgevoerd. Uit de metingen is de ongedraineerde schuifweerstand, cu, bepaald. Tabel 3 geeft de resultaten. Stap nr. Belasting [kPa] 1 1,67 2 5,38 3 13,46 4 18,84 5 24,47 6 28,71 7 62,70 8 126,43 9 62,85 10 126,43

h/H0 [ - ] 0,004 0,012 0,025 0,031 0,037 0,040 0,069 0,104 0,102 0,106

Tabel 2 - Resultaat samendrukkingsproef Proefnr. cu [kPa] 1 20,45 2 17,28 3 22,31

Proefnr. cu [kPa] 4 21,54 5 22,01

getoetst worden en andere te controleren aspecten of mechanismen achterwege worden gelaten. De cursisten moeten de vraagstukken op kunnen lossen door gebruik te maken van alleen de syllabus CGF1 en Eurocode NEN 9997-1. De vraagstukken kunnen niet gebruikt worden als algemeen aanvaarde toetsing of ontwerp.

Vraag 1 a) wat is op een diepte van NAP – 4.00 m het wrijvingsgetal in de sondering uit figuur 1. De numerieke waarden van de meting zijn gegeven in tabel 1. (3 pt) b) Welke grondsoort is op diepte NAP -4,00 m aanwezig? (2 pt) Vraag 2 a) bepaal uit figuur 2 de schatting van de grensspanning van het beproefde monster. (5 pt) b) bepaal uit figuur 3 de consolidatiecoëfficiënt met de casagrande methode. (8 pt) c) de equivalente consolidatiecoëfficiënt, het gemiddelde voor het gehele slappe lagenpakket, voor deze locatie is cv = 5 ×10-7 m2/s. Wat is de hydrodynamische periode van de ondergrond ter plaatse van de sondering uit figuur 1. U kunt hierbij uitgaan van tweezijdig afstromen en de maatgevende laagdikte bepalen uit figuur 1. (5 pt) Vraag 3 a) Wat is de gemiddelde waarde van de ongedraineerde schuifweerstand, zoals die bepaald zijn met de veld – vinproef, tabel 3? (2 pt) b) Wat is de standaard afwijking van de ongedraineerde schuifweerstand, zoals die bepaald zijn met de veld – vinproef, tabel 3? (2 pt) c) Wat is de karakteristieke (onder) grenswaarde van de ongedraineerde schuifweerstand, zoals die bepaald zijn met de veld– vinproef, tabel 3? (2 pt) d) NEN 9997-1 maakt gebruik veiligheidsklasses. In welke veiligheidsklasse deelt u de geluidswal in? (2 pt) e) Wat is de materiaalfactor voor de ongedraineerde schuifsterkte cu voor de door u bepaalde veiligheidklasse in vraag 4d? (2 pt) f) Wat is de rekenwaarde van de ongedraineerde schuifweerstand, zoals die bepaald zijn met de veld–vinproef, tabel 3? (2 pt)

Tabel 3. Resultaten veld-vinproeven

32

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

[m NAP]

Hier is een vraagstuk opgenomen met uitwerking uit het examen van de Opleiding Grondmechanica en funderingstechniek (CGF-1). In dit examen wordt de basis van grondmechanica en funderingstechniek getoetst aan de hand van 3 vraagstukken die veelal toetsend of ontwerpend van aard zijn. Deze vraagstukken zijn een vereenvoudiging van de werkelijkheid waarbij bepaalde aspecten of mechanismen

Figuur 1. Sondering

Figuur 2. Resultaat samendrukkingsproef

Figuur 3. Zettingsverloop stap 7, log(t) versus zakking.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 33

Vraag & Antwoord Antwoorden Vraag 1 a) Het wrijvingsgetal is:

b) De grootte van het wrijvingsgetal duidt op zandige klei / kleiig zand. De lage conusweerstand duidt op kleiig materiaal. De gemeten waterspanningen laten een niet-hydrostatisch verloop zijn ter hoogte van NAP – 4 m zien, de grond is ter plaatse slecht doorlatend; het is (sterk) kleiig zand tot zandige klei.

Vraag 2 a) De grensspanning geeft de overgang van het voorbelaste, relatief, stijve gedrag, naar het maagdelijke, relatief slappe gedrag. De grensspanning kan worden geschat door het tekenen van raaklijnen, zie figuur 4. Let bij het aflezen op de logaritmische schaal die is voor de horizontale as is toegepast. De grensspanning pg = 25 kN/m2. b) De cv-waarde wordt bepaald uit:

initiële zetting lineair als functie van de wortel van de tijd verloopt. De zetting tussen t = 0 en t = 0,01 zal hetzelfde zijn als de zetting tussen 0.01 en 0.04. Dit levert een startwaarde op van zstart = 1,36 mm. De zetting halverwege het consolidatie proces is daarmee z50% = 1,60 mm. Uit de grafiek 3 volgt daarmee t50% = 0,7 min (42 s). Het monster stroomt tweezijdig af, a = 0,5, de initiële monsterhoogte is h = 0,02 m, de rek bij aanvang van stap 7 is 왕h/h0 = 0.069, zie tabel 2. De beginhoogte van stap 7 wordt dan 20 – 0,069×20 = 18,62 mm Uit bovenstaande formule volgt cv = 4,0 × 10-7 m2/s. c) De hydrodynamische periode wordt berekend uit:

, tweezijdig afstromen, a = 0.5. Het slappe lagenpakket loopt hier van NAP + 1 tot NAP –7 m, totale laagdikte wordt hiermee 8 m. Hiermee wordt Te = 567 dagen; 1,55 jaar (49 000 000 s)

c) De karakteristieke ondergrenswaarde van het gemiddelde wordt is:

Uit de vraagstelling is niet helemaal duidelijk of hier de karakteristieke waarde van de inividuele uitkomst wordt gevraagd of de karakteristieke waarde van het gemiddelde. Beiden worden goed gerekend. De karakteristieke waarde van de individuele uitkomst wordt bepaald volgens:

d) De hier besproken geluidswal valt in RC1, de gevolgen van falen zijn gering. e) De materiaalfactoren voor stabiliteit zijn terug te vinden in tabel A4a van NEN9997-1; ȍsu =1,5 f) De rekenwaarde is:

N.B. Hier dient de karakteristieke waarde van het t50% is de tijd waarin de helft van het consolidatieproces is opgetreden. Om deze te kunnen bepalen dient de zetting aan het einde van de consolidatiefase te worden bepaald. Het einde van de consolidatiefase volgt uit het tekenen van de raaklijnen, zie figuur 5. Hieruit volgt zeind = 1.85 mm. Omdat de tijd op een logaritmische as is getekend is de beginzakking, op t = 0 niet gegeven. Deze waarde wordt terug geconstrueerd uit de eerste waarnemingen onder de aanname dat de

Vraag 3

gemiddelde te zijn gebriukt. Het toepassen van de

a) De gemiddelde waarde wordt bepaald door:

karakteristieke waarde van de individuele uitkomst is hier fout gerekend.

b) De standaard afwijking wordt bepaald door:

Figuur 4. Bepaling grensspanning.

Figuur 5. Bepaling einde consolidatiefase.

33

GEOT ECHNIEK – Juni 2018


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 34

Column

Prikken in klei (1): de valconus Bijna een eeuw geleden werden diverse laboratorium-penetratieproeven ontwikkeld ter bepaling van het bezwijkgedrag van grond door middel vanoppervlakkige penetratie (Engels: indentation). Een van de oudste proeven in dat opzicht is de in de veertiger jaren door Keverling Buisman en Huizinga beschreven conusproef; zie figuur 1a. Bij deze proef wordt een metalen kegel met de punt op het oppervlak van een grondmonster geplaatst, waarbij het monster onbelast blijft. Vervolgens wordt de relatief lichte kegel door het aanbrengen van een gewicht P gedurende twee minuten statisch belast. De daardoor teweeggebrachte indringing d van de kegelpunt wordt onder andere bepaald door het oppervlak A van de ingedrongen kegel; bij een kegeltophoek van 90 graden geldt dus: A = π.d2. Het gemiddelde van het, bij diverse gewichten gevonden quotiënt P/A werd door Keverling Buisman gedefinieerd als de conuswaarde cw = tg Ȋ; zie figuur 1b. De term "conuswaarde" representeert daarbij de indringweerstand van de conus in het oppervlak. Na de ontwikkeling van de in situsondeerapparatuur werd dezelfde term gebruikt als alternatief voor de diepe-penetratieweerstand of ‘conusweerstand’.

De valconusproef Hoewel de conusproef in de boven beschreven vorm in Nederland niet meer wordt uitgevoerd wordt de, in dezelfde periode in Scandinavië ontwikkelde valconusproef (Engels"fall cone test) thans in veel landen toegepast, met name voor de bepaling van de ongedraineerde schuifsterkte

van kleimonsters en tevens ter vaststelling van de consistentiegrenzen (vloeigrens en uitrolgrens) van kleisoorten. Laatstgenoemde toepassing geldt als een snel en accuraat alternatief voor de klassieke bepaling van vloeigrens met behulp van de Casagrande-apparatuur en van de uitrolgrens door middel van de uitrolproef. Anders dan de krachtgestuurde, statische conusproef verloopt de uitvoering van de valconusproef dynamisch: vanaf de uitgangspositie met de punt op het horizontaal gelegen monsteroppervlak valt de conus en penetreert zodoende het kleimonster onder invloed zijn eigen gewicht; vervolgens wordt na 5 seconden de penetratiediepte afgelezen. Daarbij spelen traagheidskrachten een rol; voor eenzelfde indringing bij drukkende penetratie is een grotere penetratiekracht nodig dan bij vallende penetratie. Op basis van quasi-statische en dynamische beschouwingen en talrijke verificaties in het laboratorium stelden onderzoekers in diverse landen vast dat het quotiënt cu.d2/W bij een valconusproef een constante waarde heeft. Met andere woorden, de ongedraineerde schuifsterkte cu in kPa kan worden gedefinieerd als: cu = Kf .W / d2 Daarin stelt W het gewicht van de valconus in kN voor en d de penetratiediepte in m. De factor Kf wordt doorgaans betiteld als conusfactor en is afhankelijk van een reeks van proefomstandigheden, zoals de conustophoek, de ruwheid van de conus en de vervormingssnelheid van de grond rond de conus.

Figuur 1a, b –

GROND IN DE HAND HOUDEN Beheersing van het materiaal grond is voor de geotechnicus van cruciaal belang; kennis van de basiseigenschappen is een eerste vereiste. Door grond letterlijk en figuurlijk op een verstandige manier in de hand te houden wordt bereikt dat geotechnische problemen niet uit de hand lopen.

Vloeigrens en uitrolgrens Per definitie is de vloeigrens (Engels: liquid limit) wL van klei het watergehalte dar de overgang markeert van de vloeibare naar de plastische toestand. Als gevolg daarvan is de ongedraineerde schuifsterkte van elke kleisoort bij de vloeigrens gelijk. Volgens de meeste onderzoekers bedraagt deze voor vrijwel alle natuurlijke, normaal-geconsolideerde en verstoorde kleien circa 1,5 - 2,0 kPa. De uitrolgrens markeert de overgang van de plastische naar de vaste toestand; daardoor is ook de sterkte van klei bij de uitrolgrens (Engels: plastic limit) wP ongeveer gelijk. Uit talrijke onderzoeken is gebleken dat de sterkte bij de uitrolgrens ongeveer 100 maal groter is dan die bij de vloeigrens. De ongedraineerde schuifsterkte cu wordt gewoonlijk als volgt gerelateerd aan het watergehalte w: w + B. log cu = constant Daarin is B een constante die afhangt van het type

Figuur 2a, b –

Klassieke conusproefapparatuur en definitie van de ‘conuswaarde cw’.

34

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Piet Lubking

Valconusapparatuur: semi-statische penetratie door valbelasting.


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 35

Figuur 3 - Resultaten van een valconusproef met een 80grams- / 30gradenconus ter bepaling van de vloeigrens van een kleimonster.

klei. Als voorts wordt aangenomen dat de sterkte bij de uitrolgrens (wP) 100 keer groter is dan bij de vloeigrens (wL), geldt: wL + B. log cuP= wP + B. log 100 cuL waarin cuL de sterkte bij de vloeigrens voorstelt. Daardoor blijkt de grootte van B gelijk aan de helft van de plasticiteitsindex IP: B = 0,5 (wL - wP) = 0,5 IP Bij gebruik van een bepaald type valconus (met specifieke waarden voor Kf en W) wordt voor alle kleisoorten bij de vloeigrens eenzelfde sterkte, dat wil zeggen eenzelfde penetratie d gemeten. Bij een 60gramsconus met een tophoek van 60 graden (conusfactor Kf = 0,305) bedraagt bijvoorbeeld de penetratie bij de vloeigrens d = 10mm. Ingeval van een 80gramsconus met een tophoek van 30 graden (conusfactor Kf = 1,33) is die penetratie d = 20mm. Volgens sommige onderzoekers verdient gebruik van een conus met een tophoek van 60 graden in dat geval de voorkeur, omdat deze minder gevoelig zou zijn voor de oppervlakteruwheid van de conus. In figuur 3 is voor een 80grams- / 30gradenonus een serie valconusmetingen aangegeven. De regressielijn door de waarnemingen levert vervolgens bij een penetratiediepte van 20mm het gezochte watergehalte op, dat behoort bij de vloeigrens wL. De regressielijn wordt beschreven door de in figuur 3 getekende rechte: w - IP log d = constant Op deze manier vormt de valconusproef een aantrekkelijk alternatief voor de traditionele Casa-

Figuur 4 - Verband tussen ongedraineerde schuifsterkte en penetratiediepte voor een viertal Geonor-conussen en twee British Standards-conussen.

grande-proef. De valconusprocedure wordt dan ook in veel landen standaard als zodanig toegepast. Daarbij worden verschillende conustypen, annex (bij de vloeigrens behorende) penetratiediepten gehanteerd. Hoewel niet primair als zodanig bedoeld, worden de in figuur 3 beschreven valconusproeven ter bepaling van de vloeigrens ook wel gebruikt om de grootte van de uitrolgrens te bepalen. Daartoe worden de waarnemingen rond de vloeigrens geëxtrapoleerd naar een penetratiediepte van 2mm, die correspondeert met het watergehalte, behorend bij de uitrolgrens. De richtingscoëfficiënt van de regressielijn representeert de plasticiteitsindex IP.

Snelle sterktebepaling van klei In figuur 3 is voor de 80grams- / 30 gradenconus het verband weergegeven tussen watergehalte en penetratiediepte. In het plastische gebied tussen vloeigrens en uitrolgrens verloopt de penetratiediepte van 20mm naar 2mm, terwijl de sterkte verloopt van circa 1,5-2,0 kPa tot het honderdvoudige daarvan. Omdat sterkte en watergehalte van een klei als regel een logaritmisch verband vertonen, kan de regressielijn van figuur 3 ook op dubbellogaritmische schaal worden weergegeven als een lineair verband tussen sterkte en penetratiediepte. Voor ieder type valconus kan een dergelijk verband worden opgesteld. In figuur 4 is een zestal van die verbanden weergegeven: van twee British Standards-conussen en vier Geonor-conussen.

35

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Met behulp van de grafiek van figuur 4 kan de in situ-sterkte van kleimonsters op een snelle en accurate wijze worden bepaald. Voorwaarde daarbij is dat de juiste valconus wordt gebruikt; de penetratiediepte van de toegepaste conus dient te liggen tussen 4mm en 20mm. Uit de grafiek blijkt bijvoorbeeld dat de sterkte van slurries of suspensies alleen kan worden gemeten met behulp van de zeer lichte 10grams- / 60gradenconus, terwijl alle andere genoemde conussen geschikt zijn om sterkten te meten in het plastische gebied van klei. Vloeigrensbepalingen kunnen alleen plaatsvinden met behulp van de 60grams- / 60graden- en de 80grams- / 30gradenconus; zie de punten A respectievelijk B in figuur 4. De uitrolgrens kan worden vastgesteld met behulp van de 400grams- / 30gradenconus; zie punt C in figuur 4. Sommige onderzoekers raden de laatstgenoemde toepassing af, omdat de klei rond de uitrolgrens doorgaans zo hard is dat gemakkelijk scheurvorming optreedt die van invloed kan zijn op de geregistreerde penetratiediepte. De extrapolatiemethode, vermeld in figuur 3 zou in dat opzicht beter voldoen.

Deze en andere onderwerpen die voor de praktiserende geotechnicus interessant en belangrijk kunnen zijn, komen aan de orde in de door PAO Techniek en Management aangeboden cursus CGF-M (Masterclass ‘Handen aan de grond’) en worden behandeld in het bijbehorende boek ‘Grondgedrag’ (www.grondgedrag.nl). 쏹


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 36

The Magic of Geotechnics

Dijken op maat: naar een adaptieve geotechnische aanpak voor het versterken van waterkeringen De verre toekomst is onzeker, zeker wat betreft klimaatverandering en socio-economische ontwikkelingen. Daarom staat in de aanpak van het Deltaprogramma adaptief deltamanagement centraal: ver vooruit kijken naar de opgaven die voor ons liggen en met die kennis op tijd de maatregelen nemen die op dat moment nodig en betaalbaar zijn. Daarbij zorgen we ervoor dat we steeds flexibel kunnen inspelen op nieuwe kansen en nieuwe inzichten. Bijvoorbeeld door de kust te versterken met zandsuppleties die we eenvoudig kunnen aanpassen als dat nodig is: meer of minder suppleren, of op een andere plaats. In de dijkversterkingswereld heeft dit adaptieve denken nog wat minder voet aan de grond gekregen. Dat heeft er ook mee te maken dat een schop in de dijk vaak een heel gedoe met zich meebrengt voor de omwonenden. Waterschappen versterken liever in één keer de dijk goed om de komende 50 jaar niet meer terug hoeven te komen. Duurzaam, zou je kunnen zeggen. De Engelsen zijn wat genuanceerder dan wij in het begrip duurzaamheid. Zij maken bij duurzaamheid onderscheid in durable (lang meegaan) en sustainable (toekomstbestendig waar adaptiviteit en meekoppelkansen onder vallen). Wij richten ons in de dijkenwereld vaker op de durability kant van de duurzaamheid. Door minder in sustainability termen te denken laten we kansen liggen bijvoorbeeld qua kostenefficiency en toekomstbestendigheid. Op dit moment wordt op verschillende manieren gewerkt aan een meer adaptieve aanpak van dijkversterking. Enerzijds door het meer benutten van meekoppelkansen die voor financiële voordelen zorgen: zo is bijvoorbeeld een concept in ontwikkeling dat de Meegroeidijk wordt genoemd. Hierbij wordt bagger uit de buurt gebruikt om de dijk met een aantal centimeter per jaar op te hogen waardoor versterking heel gradueel plaatsvindt. Anderzijds kunnen hybride oplossingen bijdragen aan een adaptieve aanpak van dijkversterking. Bestaande damwanden kunnen bij afkeuren worden uitgebreid via hybride oplossingen waardoor een adaptieve aanpak mogelijk wordt. Ook kan bij dijkversterking nu al gebruik worden gemaakt van hybride oplossingen die op termijn makkelijker uitbreidbaar zijn.

Sonja Karstens Deltares

Rijkswaterstaat zijn hybride oplossingen nader onder de loep genomen. Hier zal verder op ingezoomd worden.

Wat zijn hybride oplossingen? Dijken met grond versterken is nog steeds de goedkoopste en meest logische manier. Dus waar dat kan en grondverwerving niet al te duur is ligt het voor de hand om dat te doen. In gebieden waar dat minder gemakkelijk is omdat er bijvoorbeeld bebouwing langs de dijk ligt wordt vaak teruggevallen op damwanden. Het plaatsen van een stalen damwand is in principe een tijdelijke maatregel al wordt dat vaak niet zo gezien. Damwanden trekken door hun hoge stijfheid veel kracht naar zich toe waardoor de sterkte van de grond minder efficiënt wordt benut en in feite grotendeels wordt overgenomen. Staal is duur en het intrillen kan hinder en schade veroorzaken. Daar moet wel bij worden vermeld dat er op dit moment in de damwandenwereld veel ontwikkelingen zijn om damwanden verder te optimaliseren zowel op vlak van rekenmethoden als om trillingshinder te verminderen. Het functioneren van de stalen damwand zal op den duur minder worden door degradatie of door een toenemende belasting op de damwand. Als de waterkering wordt afgekeurd bij de wettelijke beoordeling is de vraag hoe de damwand vervangen of uitgebreid zou kunnen worden. Damwanden staan meestal

Helle Larsen Deltares

dicht bij bebouwing waardoor het lastig zal zijn om ze te verwijderen zonder schade aan te richten aan de nabijgelegen bebouwing, zeker als ze verankerd zijn. Daarom is het van belang om vroegtijdig te gaan nadenken over de mogelijkheden die er zijn voor het verlengen van de levensduur van damwanden. De vragen die eigenlijk voorliggen zijn nog wat fundamenteler van aard: Hoeveel dijksterkte kom je tekort? Hoe kun je het dijklichaam en de constructieve elementen daarbij meer met elkaar laten samenwerken van meet af aan? Vanuit die vragen kun je flexibeler denken wat je echt nodig hebt om te komen tot een finetuning van de dimensionering van de dijkversterking. Een van de antwoorden daarvoor lijkt te liggen in hybride oplossingen. Marktpartijen geven aan dat hier kansen liggen, maar verdere concretisering blijkt lastig om diverse redenen. De term ‘hybride oplossing’ is afgelopen jaren al vaker opgedoken voor innovatieve oplossingen in de dijken zonder dat het begrip scherp gedefinieerd is. Onder een hybride oplossing verstaan wij het combineren van (tenminste) twee verschillende, bijzondere maatregelen bij een dijkversterking voor het tackelen van de ontwerpopgave voor een faalmechanisme in dit geval Macro Stabiliteit Binnenwaarts. Hierbij telt een oplossing in grond niet mee. Het aanleggen van

Doorgerekend voorbeeld 1: Verankerde damwand met grondwaterontspanner Een van de mogelijkheden om de levensduur van een verankerde damwand te verlengen is het plaatsen van een waterontspanner vlak naast de bestaande damwand. Daarmee kan de waterspanning in het zand tijdens maatgevende omstandigheden enigszins worden verlaagd. Berekeningen lieten daarbij een gunstig effect zien op de buigende momenten in de damwand waardoor de aanwezige constructie in combinatie met de wateront-

Binnen het Corporate Innovatieprogramma van

36

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

spanner weer aan de norm voldoet. Dit effect is wel afhankelijk van de verlaging van de waterspanningen in de betreffende zandlaag. De uitgevoerde berekeningen laten deze relatie duidelijk zien.

Figuur 1 Illustratie dwarsdoorsnede verankerde damwand in combinatie met drainageconstructie (hybrideoplossing).


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 37

een stabiliteitsberm in combinatie met bijvoorbeeld een damwand beschouwen we daarom niet als hybride oplossing. In feite is een hybride oplossing dus een combinatie van twee verschillende versterkingstechnieken zoals langsconstructies (waar ook damwanden onder vallen), drainagetechnieken of grondverbetering waar samenwerking is tussen grond en bijzonder element en waar wordt afgeweken van de traditionele aanpak. Bij het toepassen van hybride oplossingen dient de veiligheidsbeschouwing op maat te worden aangepast. Dat vergt wat meer dan standaard rekenwerk, want hoe toon je aan dat de combinatie van twee constructies samen tot de gewenste bijdrage aan het veiligheidsniveau leidt. Door flexibeler te denken vanuit het tekort in het waterkerend vermogen kan de kracht van verschillende versterkingstechnieken worden gebundeld door ze te combineren. De zwakheden in een bepaalde techniek kunnen worden gecompenseerd door ze te combineren met een andere techniek. In het CIP project is gekeken welke combinaties van technieken denkbaar zijn en aan de hand van voorbeelden is onderzocht hoe dit uitwerkt in de ontwerppraktijk. Denkende vanuit macro-instabiliteit, piping en hoogte van een dijk zijn talrijke combinaties van technieken mogelijk. Bij hybride oplossingen kan onder andere gedacht worden aan een combinatie van technieken waarvan eentje ingrijpt op de diepe en de tweede op de ondiepe glijvlakken bij macrostabiliteitsproblemen. Bij technieken die ingrijpen op de ondiepe glijvlakken kan gedacht

worden aan vernageling, ondiepe damwanden (damwanden die niet dieper worden geplaatst dan noodzakelijk), houten palen en ontwatering van de kernzone van de dijk bijvoorbeeld met behulp van waterontspanners. Bij technieken die ingrijpen op de diepe glijvlakken kan gedacht worden aan korte damwanden (de bovenkant van de damwand is dieper onder het maaiveld geplaatst), dijkdeuvels en waterontspanners. Ook een combinatie waarbij de belasting op de ene techniek wordt verlaagd door een combinatie met een andere techniek is kansrijk.

Nadelen zijn er ook. Waterschappen zien hybride oplossingen bij dijkversterking als duur en inefficiënt omdat je in feite twee maatregelen neemt. De uitdaging ligt er dan ook in beide maatregelen dusdanig te optimaliseren dat het niet zorgt voor dubbele kosten. Bovendien hangt het vaak van de lokale omstandigheden af of een combinatie van technieken een kostenefficiënte oplossing is.

Voors en tegens Hybride oplossingen hebben een aantal voordelen: - Soms is het handig nu al combinaties van technieken in te zetten: - Noodzaak: soms is het ingewikkeld om met één techniek te komen voor grote opgave faalmechanismen. - Minder hinder: Minder zware apparatuur om het in te brengen/minder huizen slopen - Met hybride oplossingen heb je meer in je gereedschapskist: Meer alternatieven/meer combinaties mogelijk: meer ambitie en concurrentie. Soms is het ook handig om alvast na te denken hoe je een constructief element op termijn kunt uitbreiden en als optie achter de hand te houden: - Mogelijkheid tot uitbreidbaarheid naar de toekomst van constructieve maatregelen (bijvoorbeeld damwanden) die afgekeurd worden bij de toekomstige wettelijke beoordeling (toetsing). - Mogelijkheid tot levensduurverlenging van de constructie.

Doorgerekend voorbeeld 2: Korte damwand met dijkvernageling Door het combineren van een korte damwand met dijkvernageling kunnen de twee technieken elkaar versterken. Het aantal nagels dat wordt toegepast heeft direct invloed op de belasting op de korte damwand. Een korte damwand is lastig uitbreidbaar mocht dat op termijn nodig zijn. Wel kunnen indien nodig gemakkelijk nagels toegevoegd worden om de sterkte te vergroten als dat gewenst is. Het verlengen van de levensduur van de korte damwand is ook mogelijk door het toepassen van

- Bij innovaties die nu toegepast worden waar nog een zeker risico aan zit: uitbreidbaarheid als fall-back scenario voor de toekomst als de innovatie toch niet functioneert als verwacht.

Zoals al eerder aangegeven wordt het rekenwerk ook wat complexer. Ook constateren de waterschappen dat je een patchworkdeken van maatregelen creëert wat het beheer en onderhoud niet makkelijker maakt. De variëteit van oplossingen zal inderdaad meer vergen van een waterschap ook op het vlak van een goede documentatie wat waar ligt. De voorbeelden laten zien dat het toepassen van hybride oplossingen zowel voordelen biedt bij een ontwerp van een dijkversterking, maar ook een oplossing biedt bij het verlengen van de levensduur van een constructief element, zoals een stalen damwand. Adaptief denken biedt kansen om dijken meer kostenefficiënt te versterken en draagt bij aan het flexibeler inspelen op wat er in de toekomst gevraagd wordt. Bijkomend voordeel is dat door te werken met kortere planperiodes ook kennis die in de toekomst ontwikkeld wordt sneller gebruikt kan worden. Geotechnici kunnen daar hun bijdrage aan leveren door klassieke grondoplossingen te combineren met allerhande bijzondere elementen in de dijk. Toenemend inzicht in de wisselwerking tussen grond en constructies is daarvoor het unique selling point van de geotechnicus om optimaal maatwerk te kunnen leveren. Met bijdragen van Koos Saathof (RWS), Mark Postma (RWS), Jan van Dijk (GMB) en Leo van Dijk (Gebr. De Koning), Huub de Bruijn (Deltares), Ruud Termaat (Deltares) en Jurjen van Deen (Deltares).

Literatuur dijkvernageling. Bij de uitwerking van de case met een korte damwand en dijkvernageling is in de berekeningen gebleken dat de twee constructieve elementen elkaar goed versterken.

37

GEOT ECHNIEK – Juni 2018

Figuur 2 Illustratie dwarsdoorsnede korte damwand in combinatie met vernageling in het binnentalud.

- Larsen, H., Konstantinou, M., CIP project, Dijkverbeteringsinnovaties: Langsconstructies: Innovatieve damwanden en hybride oplossingen, 11200543-004, Deltares, 2018 - Oost, A., De Meegroeidijk: naar Living Lab experimenten, memo Deltares, april 2018. 쏹


S22 GEO art_Opmaak 1 17-05-18 17:32 Pagina 38


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 39

22E JAARGANG NUMMER 2 JUNI 2018 ONAFHANKELIJK VAKBLAD VOOR GEBRUIKERS VAN GEOKUNSTSTOFFEN

Deeltjesbeweging in een ballastbed gestabiliseerd met biaxiale en multiaxiale geogrids

Paalmatrassen internationaal: state of the art

K AT E R N VA N


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 40

Geokunst wordt mede mogelijk gemaakt door: Sub-Sponsors Sub-Sponsors

Low & Bonar Westervoortsedijk 73 6827 AV Arnhem Tel. +31 (0) 85 744 1300 Fax +31 (0) 85 744 1310 info@lowandbonarr..com www.lowandbonarr..com

De ccollectieve ollectieve leden leden van va an de NGO N zijn:

NAUE GmbH & Co. KG Gewerbestrr. 2 32339 Espelkamp-Fiestel – Germany Tel. +49 5743 41-0 Fax +49 5743 41-240 info@naue.com www.naue.com

CDR International BV, Rijssen Cofra B.V., Amsterdam Deltares, Delft Enviro Quality Control BV, Maarssen Fugro NL Land B.V., Leidschendam Genap BV, ‘s Heerenberg Geopex Products (Europe) BV, Gouderak GeoT Tec e Solutions BV, Den Dungen. GID Milieutechniek, Velddriel Huesker Synthetic BV, Den Dungen InfraDelft BV, Delft

Mede-ondersteuners Mede-ondersteuners Te enCate Geosynthetics Hoge Dijkje 2 7442 AE Nijverdal Tel. +31 (0)546-544 811 Fax +31 (0)546-544 470 geonederland@tencate.com www.tencate.com/geonederland

Envirro Quality Qualit Contrro ol B.V. B.V Daalseweg 1-B 3611 AA Oud-Zuilen Tel. e +31 (0)30 244 1404 mail@enviro-quality-control.nl www.eqc.nu

Ooms Construction / Struktto on Civiel Scharwoude 9 1634 EA Scharwoude Tel. e +31 +3 (0)229 54 77 00 info@ooms.nl www.ooms.nl

Intercodam Infra BV, Almere Juta Holland BV, Oldenmarkt Kiwa NV, Rijswijk Kwast Consult, Houten Low & Bonar, Arnhem Movares Nederland BV, Utrecht Naue GmbH & Co. KG, Espelkamp-Fiestel Ooms Civiel BV, Avenhorn Prosé Geotechniek BV, Leeuwarden Quality Services BV, Bennekom Robusta BV, Genemuiden S&P Clever Reinforcement Company Benelux, Aalsmeer T&F Handelsonderneming BV, Oosteind Ten Cate Geosynthetics Netherlands BV, Nijverdal Tensar International, ’s-Hertogenbosch Terre Armee BV, Waddinxveen Vulkan-Europe BV, Gouda Witteveen + Bos, Deventer

Enkagrid® v oor sstabilisering tabilisering van van Enkagrid voor ffunderingslagen underingslagen e ng rondlichamen en grondlichamen Enkagrid kent breed assortiment E nkag r id k ent een een b reed a ssor timent van van stijve stijve en en flexibele flexibele geogrids g eog r i d s hoge en betrouwbaarheid ttot ot zzeer ee r h oge ttreksterkte reksterk te en en staat staat voor voor efficiëntie efficiëntie e nb etrouwbaarheid voor v oor elk elk project project waar waar grondstabilisering g rondstabiliser ing een een vereiste vereiste is. i s.

Bonar LLow ow & B ona r Westervoortsedijk 73 6827 AV VA Arnhem r nhem / T + +31 31 85 8 5 744 74 4 1300 W este r voo r t sed i j k 7 3/6 827 A 13 0 0 www.enkasolutions.com iinfo@enkasolutions.com nfo@en ka so l utions.com / w w w.en ka so l utions.com


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 41

Van de redactie Beste Geokunst lezers, Per 1 januari 2018 zijn de activiteiten van SBRCURnet

In het tweede artikel beschrijft Suzanne van Eekelen

gestopt. Hiermee komt een einde aan meer dan 50 jaar van

de tweedaagse First International Workshop Geo-

ontwikkeling van onder andere technische handboeken en

synthetic-Reinforced Piled-Supported Embankments in

richtlijnen voor de geotechniek en de funderingstechniek.

Shanghai in 2017. Doel van de workshop was ervaringen

Ook op het gebied van geokunststoffen zijn de afgelopen

uit de praktijk en resultaten van onderzoek van de

jaren

grote

verschillende landen uit te wisselen, te begrijpen en te

toegevoegde waarde voor het gehele vakgebied: voor

zien waarover overeenstemming is en waarover (nog)

opdrachtgevers, ontwerpers, leveranciers en uitvoerders.

niet. Een kleine twintig specialisten uit tien landen

Hoe nu verder? Geen nieuwe inzichten ontwikkelen en

presenteerden er hun werk. Met een publiek van rond

vastleggen in publicaties is in kennisland NL geen optie.

de 70 belangstellenden werd er gediscussieerd en lukte

CROW zal de rol van SBRCURnet gaan overnemen, en de

het gemeenschappelijke conclusies te formuleren. Het

komende periode moet dat nader ingevuld worden. Vanuit

artikel geeft een overzicht van de belangrijkste daarvan.

diverse

publicaties

verschenen,

met

het NGO bestuur zullen we met CROW het gesprek aangaan hoe de we de ontwikkeling en vastlegging van nieuwe kennis rondom geokunststoffen ook in de

Erik Kwast Eindredacteur Geokunst

toekomst kunnen waarborgen. We zullen U de komende tijd informeren over de verdere invulling. En dan nu naar de inhoud van deze GeoKunst, met twee interessante artikelen: een laboratoriumonderzoek naar de interactie van spoorwegballast en geogrids, en een verslag van de 1e internationale workshop over paalmatrassen in China. Spoorwegballast die hoekig is kan belastingen goed afdragen. Bij langdurige cyclische belasting treedt er echter blijvende vervorming op door beweging van de korrels in het ballastbed. Door het toepassen van vormvaste geogrids worden deze bewegingen beperkt, waardoor minder spooronderhoud nodig is. Veel onderzoeken onderschrijven dit, maar er is nog weinig onderzoek gedaan naar de interactie tussen de granulaire deeltjes en een geogrid. Paul ter Horst doet verslag van recent in de USA uitgevoerd onderzoek naar dit fenomeen.

Colofon

Geokunst wordt uitgegeven door de Nederlandse Geotextielorganisatie. Het is bedoeld voor beleidsmakers, opdrachtgevers, ontwerpers, aannemers en uitvoerders van werken in de grond-, weg- en waterbouw en de milieutechniek. Geokunst verschijnt vier maal per jaar en wordt op aanvraag toegezonden.

Eindredactie

E. Kwast

Tekstredactie

J. van Deen

Redactieraad

A. Bezuijen P. van Duijnen M. DusĚ&#x2020;kov S. van Eekelen

Een abonnement kan worden aangevraagd bij: Nederlandse Geotextielorganisatie (NGO) Postbus 358 3840 JA Harderwijk Tel. 085-1044 727

P. ter Horst Productie

41

GEOKUNST â&#x20AC;&#x201C; Juni 2018

Uitgeverij Educom

www.ngo.nl


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 42

Deeltjesbeweging in een ballastbed gestabiliseerd met biaxiale en multiaxiale geogrids Figuur 1 –

Inleiding Spoorwegballast bestaat uit granulair materiaal met korrels van 2 tot 5 cm. Het ballastbed heeft als doel de belastingen van het spoor op de dwarsliggers af te dragen en een goede drainage te waarborgen. De horizontale beweging en rotatie van de stenen in het ballastbed dragen in hoge mate bij aan de zetting van de spoorstaven. De toepassing van vormvast geogrids die de stenen in het ballastbed insluiten en op hun plek houden heeft zijn werking reeds bewezen. Deze geogrids – bestaande uit een regelmatig patroon aan integraal verbonden trekelementen – minimaliseren de slijtage van de ballaststenen en zorgen dat de geometrie van de spoorstaven intact blijft. Er is echter weinig onderzoek gedaan naar de interactie tussen de granulaire deeltjes en het geogrid. Daarnaast is nog niet eerder de vorm van het geogrid in een dergelijk onderzoek meegenomen. De primaire functie van geogrid bij het stabiliseren van een ballastbed is om de ballast lateraal op te sluiten, de deeltjesbeweging te minimaliseren, het wegzakken van de ballast in de ondergrond tegen te gaan en zodoende het het tijdsinterval tussen onderhoudsmaatregelen te verlengen. Gebruikelijke producttypes geogrid voor ballaststabilisatie zijn gestrekt geogrid uit geponste plaat met een biaxiale geometrie (rechthoekige of vierkante openingen - BX), en met een multi-axiale geometrie (driehoekige openingen, triangulair TX). Uit veel experimentele en numerieke studies blijken de voordelen van BX- en TX-geogrids in het verbeteren van de prestaties van geogridgestabiliseerde lagen. De verbetering is een gevolg van het vergroten van interlock, het verbeteren van kracht-overdracht en -distributie, en daardoor het verminderen van permanente vervorming. Dit maakt de onderhoudscycli voor spoor tot wel een factor 2,5 langer, en daarmee het onderhoud per tijdvak evenzoveel minder. Omdat er weinig studies zijn op het niveau van de individuele granulaire deeltjes en het geogrid door laboratorium- of veldonderzoek, is het mechanisme nog niet goed begrepen. Daarbij concentreren de bestaande studies met geogrid

ing. P. ter Horst Tensar International

Korrelverdeling van ballast, sub-ballast, en ondergrond

als stabilisator zich hoofdzakelijk op langetermijnbelastingen. Weinig studies hebben de deeltjesbeweging in de eerste fase onmiddellijk na de installatie onderzocht. De beweging van de ballastdeeltjes wordt vaak in twee fasen verdeeld: verdichting en na-verdichting. Verdichting treedt op onmiddellijk na de installatie en kan significante herschikking van ballastdeeltjes teweegbrengen. De fase van na-verdichting is de fase waarbij de stabilisatie van het geogrid volledig is gemobiliseerd. Dit artikel beschrijft onderzoek waarin specifiek wordt gekeken naar het gedrag van de afzonderlijke korrels (de ballast’stenen’), de verplaatsing van de korrels en hun rotatie. Daarbij gaat het met name over de wijze waarop de korrels en de starre ribben van het geogrid samenwerken (door in- en opsluiting) op het niveau van separate deeltjes tijdens de verdichtingsfase. Daarvoor zijn testen in een ballast box uitgevoerd om het gedrag van ballastdeeltjes te simuleren onder cyclische belastingen. Om de beweging van individuele korrels bij cyclische belasting te volgen, zijn in elke test vier draadloze apparaten, bekend als SmartRocks, op verschillende posities ingebed in de ballast.

42

GEOKUNST – Juni 2018

1. Materialen 1.1. BALLAST, SUB-BALLAST EN ONDERGROND Het ballastmateriaal in deze studie bestond uit schone hoekige granietkorrels met een gradatie is conform AREMA No. 4A. Als subballast is gemalen kalksteen gebruikt, fijner dan de ballast en grover dan de ondergrond. De sub-ballast vormt zodoende een filter (scheiding) zodat ondergronddeeltjes niet in het ballastbed kunnen migreren waardoor dit zou vervuilen. De gebruikte ondergrond bestond uit (fijn) gemalen kalksteen De ondergrond werd verdicht bij een watergehalte van 15% om een CBR-waarde van ongeveer 5 te bereiken, om zo een flexibele ondergrond na te bootsen (Bathurst en Raymond, 1987). De korrelverdelingen van ballast, sub-ballast, en ondergrond zijn weergegeven in figuur 1. 1.2. GEOGRID In deze proevenserie zijn twee gebruikelijke producttypes geogrid voor ballaststabilisatie toegepast, een biaxiaal geogrid, met rechthoekige


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 43

Samenvatting Spoorwegballast is hoekig van vorm en kan daardoor belastingen goed afdragen. Bij langdurige cyclische belasting treedt er echter blijvende vervorming op door bewegingen van de korrels in het ballastbed. Door het toepassen van vormvaste geogrids worden deze bewegingen beperkt. Veel onderzoeken onderschrijven dit,

maar er is nog weinig onderzoek naar de interactie tussen granulaire deeltjes en het geogrid. De hier beschreven studie behandelt naast het onderzoek van die interactie ook de invloed van de vorm van het geogrid. Uit het onderzoek blijkt dat de vorm sterke invloed heeft op de interactie en daarmee de prestaties van de spoorconstructie.

Figuur 2a – SmartRock. Figuur 2b – Visualisatie van SmartRock.

openingen (BX) (maaswijdte 40 bij 60 mm), en een multi-axiaal, met driehoekige openingen (triangular – TX) (maaswijdte 60 mm) (zie figuur 5). Voor iedere test werd een geogrid op maat gesneden in de ballast box en zodanig geplaatst dat de fabricagerichting van het geogrid was georiënteerd in de lengte van de ballast box. Het geogrid werd in diepte gepositioneerd op het grensvlak van de ballast en de subballast.

2. SmartRock instrumentarium De deeltjesbeweging in de ballast onder cyclische belastingen werd gevolgd met behulp van een draadloos instrument genaamd SmartRock (figuur 2a). SmartRock is een met behulp van 3D printtechnologie vormgegeven namaak ballaststeen die de beweging van de ballast volgt. Het instrument omvat een gyroscoop, versnellingsmeter en magnetometer, alle drie-assig. Hiermee kunnen de rotatie en verplaatsing van de SmartRock worden gemeten. De SmartRock stuurt de meetgegevens naar een basisstation via Bluetooth zodat de data gevisualiseerd en geanalyseerd kan worden. In totaal zijn vier SmartRocks gebruikt per testopstelling. Liu et al. (2016) geven een uitgebreide beschrijving van de werking, visualisatie en effecten van de SmartRock, die in hun groep ontwikkeld is (zie Figuur 2b). 3. TEST-OPSTELLING Een halfmodel van een typische spoorwegconstructie is opgebouwd in een container, de zogenaamde ballast box van 244 cm lang, 183 cm breed en 102 cm hoog. De opbouw bestond

Figuur 3 – Geometrie van de ballast box [maten in cm]. Figuur 4 – Dwarsligger, ballast, sub-ballast, ondergrond, en SmartRocks op de posities 1, 2, 3 en 4.

uit ca 15 cm ondergrond, een 10 cm dikke laag sub-ballast en 30 cm ballast. Op de bovenzijde van het ballastbed werden twee dwarsliggers geplaatst, hart op hart 50 cm en daarop een spoorstaaf (I-balk). De afstand tussen de schouder van het ballastbed en het einde van de dwarsligger was 30 cm. De helling van het ballastbed was 1:2

43

GEOKUNST – Juni 2018

(v:h), wat een typische helling is voor een praktisch ballastbed. De dwarsliggers waren 75 cm lang, 18 cm breed en 18 cm hoog. Al met al werd het invloedsgebied onder één spoorstaaf opgebouwd. De vier posities waar de SmartRocks werden geïnstalleerd zijn aangegeven in figuur 4. SmartRocks werden geplaatst aan de onderzijde van de


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 44

Figuur 5 – SmartRocks geplaatst op het oppervlak van (a) BX geogrid, (b) TX geogrid, en (c) ondergrond. Figuur 7 – Gemeten verticale verplaatsing versus belastingcycli.

Figuur 6 – Actuator, Spoorrail (I-Beam), en dwarsliggers (Tie) op ballastbed in de ballast box. Figuur 8 – Lineaire versnelling in de x-, yen z-richting (respectievelijk: links, midden en rechts) van de SmartRock op positie 1.

ballast (positie 1 en 2) en aan de onderzijde van de sub-ballast (positie 3 en 4), onder het midden en onder de rand van de (halve) dwarsligger. Drie soorten opbouwen werden geconstrueerd: één zonder geogrid (controlemeting), één met een BX-geogrid en één met een TX-geogrid (figuur 5). Bij de tests met geogrid werd het geogrid geplaatst op het grensvlak van ballast en subballast. De belasting werd aangebracht met behulp van een (belastings-)actuator met een maximale kracht van 490 kN (zie Figuur 6). De actuator was voorzien van een verplaatsingsopnemer. De experimenten in deze studie zijn krachtgestuurd uitgevoerd, met een sinusvormige belasting van 0 - 85 kN en een belastingfrequentie van 1 Hz, overeenkomend met de range van een typisch treinwiel. Om variaties in de testresultaten ten

gevolge van het zetten van de dwarsliggers te voorkomen werd een statische belasting van 1 kN aangebracht. In de praktijk zijn de eerste paar honderd belastingcycli belangrijk omdat dan de meest significante herschikking van de deeltjes zich voordoet ten gevolge van verplaatsing en rotatie. In deze studie werden bij elke test 1.000 belastingcycli toegepast om de ontwikkeling van de verdichting gedurende deze eerste fase na te bootsen en te onderzoeken wat de bewegingen van de ballastdeeltjes zijn.

4. Resultaten De verticale verplaatsing (zetting) in het ballastbed wordt in Figuur 7 voor de drie tests weergegeven, als functie van de tijd oftewel het aantal belastingcycli (belastingfrequentie 1 Hz). De verticale verplaatsing neemt toe met het aantal

44

GEOKUNST – Juni 2018

belastingcycli, maar de vervorming gaat steeds trager. In alle gevallen, met en zonder geogrid, nam de verticale verplaatsing snel toe tijdens de eerste ongeveer 100 belastingcycli, waarschijnlijk als gevolg van een snelle herschikking van ballast bij de eerste belasting. De stabilisatie door de geogrids wordt pas na deze eerste verdichting volledig gemobiliseerd. In de fase na de eerste 100 cycli gaan de vervormingen met en zonder geogrid uiteenlopen. In de met geogrid gestabiliseerde ballast ontwikkelden de vervorming zich pas na veel meer belastingcycli, en daarbij traden ook kleinere verticale verplaatsingen op, dan in het niet gestabiliseerde ballastbed. Na 1000 cycli was de geaccumuleerde verticale verplaatsing ruwweg half zoveel als bij de niet-gestabiliseerde ballast:


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 45

Figuur 9 – Deeltjes rotatieversnelling opgenomen in x-, y-, en z-richting (respectievelijk: links, midden en rechts) van de SmartRock op locatie 1.

van ongeveer 7,4 cm (controlemeting) tot 3,8 cm met het BX-geogrid en tot 3,3 cm met het TXgeogrid. Deze verticale verplaatsingstrends in de tijd zijn dezelfde als die in de experimenten van Qian et al. (2013) en de discrete elementen berekening van Jas et al. (2015). De verminderde verticale verplaatsing is waarschijnlijk te danken aan de in- en opsluiting (interlock en confinement) door het geogrid waardoor ballastdeeltjes vast worden gehouden en niet kunnen verplaatsen of roteren. Hoewel de geaccumuleerde verticale vervorming van de ballastlaag na 1000 cycli vergelijkbaar was bij toepassing van beide geogrids, waren voor een gelijke vervorming in de ballast met TX-geogrid toch ongeveer 50% meer belastingcycli nodig. De beweging in real time van de SmartRocks geeft de bewegingen van de omringende ballaststenen tijdens cyclische belasting weer. Daarmee kon het beperkende effect van het geogrid op deeltjesniveau onderzocht worden. Als voorbeeld zijn de versnellingen van de SmartRock op positie 1, weergegeven in Figuur 8. De x-as is de dwarsrichting (richting van de dwarsligger), de y-as is de langsrichtig (de spoorrichting), en de z-as is de verticaal. De blauwe curve is de controlemeting, rood het BX- en zwart het TX-geogrid. De lineaire versnellingen van de SmartRocks op alle vier locaties werden kleiner en meer consistent (met minder fluctuaties) als er een geogrid was opgenomen in de opstelling. In de controletest vertoonden de lineaire versnellingen veel extremen (uitschieters) die leidden tot onherstelbare vervormingen. In vergelijking met de controle-test leidt de aanwezigheid van beide geogrids tot geringere verplaatsingen. Ter plaatse van de dieper ingebouwde SmartRocks (posities 3 en 4) blijkt vooral het TX-geogrid effectief om de verplaatsingen van de ballastdeeltjes te stabiliseren. Een voorbeeld van de rotatieversnellingen van de

SmartRocks op positie 1 is weergegeven in figuur 9. Rotaties van de deeltjes worden verkregen door de integratie van de rotatiesnelheid (Figuur 10, positie 1 als typisch voorbeeld). Ook bij de rotaties zijn de amplitudes bij het TX-geogrid het kleinst. Zonder stabilisatie blijken de versnellingen sterk te variëren wat resulteert in grote verschillen in hoekverdraaiing. Met een geogrid, en met name een TX-geogrid waren de rotaties stabieler en consistenter, wat resulteert in een 300% afname. De belastingen werden door de zeshoekige ringen in het geogrid veel effectiever doorgegeven. Het stabiliserend effect van zeshoekige structuren is uiteraard ook bekend van o.a. koepels. Een discrete elementen berekening door Jas et al. (2015) heeft aangetoond dat in met geogrid gestabiliseerde ballast zowel het aantal contacten als de grootte van de contactkrachten aanzienlijk toenemen in vergelijking met ongestabiliseerde ballast, als gevolg van de interlock. De korrels zullen daardoor minder over elkaar glijden en rollen zodat minder vervorming optreedt. De verplaatsingen aan de bovenkant van het ballastbed en de contactkrachten op het grensvlak van geogrid en ballast bevestigen wat al jaren werd vermoed met betrekking tot het effect van geogrid op het overall gedrag van het ballastbed. Echter zijn nu voor het eerst de rotaties van individuele deeltjes geregistreerd op het grensvlak geogrid-ballast zodat duidelijk wordt hoe een geogrid leidt tot beperking van de vervorming. Met een statistische analyse is nagegaan of de effecten van de twee geogrids significant verschilden. Het bleek dat het waargenomen verschil tussen de het BX-geogrid en het TXgeogrid inderdaad een significant verschil in prestaties weergeeft. Omdat korrelbeweging en vervorming kan optreden als gevolg van herschikking, schuren, breuk, of verdichting van het ballastbed, is ook

45

GEOKUNST – Juni 2018

Figuur 10 – Gemeten verticale verplaatsing versus belastingcycli.

nagegaan of tijdens de experimenten verbrijzeling was opgetreden. Uit zeefanalyses voor en na elke test bleek geen significante verandering in gradatie. Daaruit blijkt dat de ballastdeeltjes in deze studie niet merkbaar breuk, dan wel slijtage, vertonen onder cyclische belastingen. Breuk was dus niet de belangrijkste reden voor de verschillen van vervorming van het ballastbed en deeltjesbeweging in deze tests. In eerder onderzoek (Liu et al, 2016) is onderzoek gedaan naar de herhaalbaarheid van testresultaten in de ballast box. Daaruit bleek een redelijk mate van reproduceerbaarheid.

5. Conclusies Met een reeks testen in een ballast box is het mechanisme en het effect van geogrids op deeltjesbeweging onder cyclische belasting in een


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 46

ballastbed onderzocht. Draadloze SmartRock instrumentatie werd ingebed op verschillende plaatsen in het ballastbed om de beweging van de stenen te volgen, op verschillende dieptes. Drie typen tests werden uitgevoerd: één zonder geogrid als controlemeting, één met een rechthoekig (biaxiaal, BX) geogrid, en één met een triangulair (TX) geogrid. In alle experimenten volgden de SmartRocks met succes de real time bewegingen, verplaatsingen en rotaties, van individuele korrels. Daaruit kan geconcludeerd worden dat SmartRock een zeer goed bruikbaar monitoring-instrument is voor ballastgedrag op het niveau van individuele korrels. Specifiek voor de testomstandigheden in deze studie (type ballast, type geogrid, belasting) kan worden geconcludeerd: 1. Het vormvaste BX-geogrid en TX geogrid verminderden de geaccumuleerde verticale verplaatsing aan de bovenkant van het ballastbed laag aanzienlijk in vergelijking met de controlemeting. Dit impliceert dat minder vaak onderstoppen van het ballastbed nodig is bij toepassing van een vormvast geogrid. 2. Een geogrid versterking vermindert translatie en rotatie van de ballaststenen significant bij een cyclische belasting. Het TX geogrid was

daarin effectiever dan het BX geogrid. 3. Op grotere diepte was het versterkingseffect van de geogrids geringer. Ook daar was TX wel effectiever dan BX. 4. Rotaties van de SmartRock vlak boven het geogrid werden vooral beperkt door de interlock met de geogrid-openingen. 5. Na 1000 belastingscycli bleken significante verschillen te bestaan in de prestaties van het BX- en het TX-geogrid. Door de betere interlock en opsluiting zijn in het TX-geogrid ca. 50% meer belastingscycli nodig om tot eenzelfde vervorming te komen als een BX- geogrid.

– Liu, S., H. Huang, T. Qiu, en J. Kwon. Effect of Geogrid on Railroad Ballast Particle Movement. Journal of Transportation Geotechnics, Vol. 9, 2016. – Bathurst, R. J. en G. P. Raymond. Geogrid Reinforcement of Ballasted Track. Transportation Research Record, No. 1153, 1987. – Qian, Y., D. Mishra, E. Tutumluer en J. Kwon. Comparative Evaluation of Different Aperture Geogrids for Ballast Reinforcement Through Triaxial Testing and Discrete Element Modeling. Proceedings

Dit artikel is een samenvatting en bewerking van: Comparative Evaluation of Particle Movement in Ballast Track Structure Stabilized with Biaxial and Multiaxial Geogrids, 2017, door Shushu Liu en Tong Qiu (The Pennsylvania State University, USA, Civil and Environmental Engineering), Hai Huang (Penn State Altoona, Rail Transportation Engineering) en Jayhyun Kwon (Kennesaw State University, USA, Civil and Construction Engineering).

of

the

2013

Geosythetics

Conference, Long Beach, Calif., 1-4 april, 2013. – Jas, H., M. Stahl, H. Jinietzky, L. te Kamp en T. Oliver. Discrete Element Modeling of a Trafficked Sub-base Stabilized with Biaxial and Multi-Axial Geogrids to Compare Stabilization Mechanisms. Proceedings of the 2015 Geosynthetics Conference, Portland, Ore., 15-18 februari, 2015. 쎲

Vertaald en bewerkt door Paul ter Horst, Tensar International, Nederland.

Kwaliteit met zeker zekerheid heid editatie Geaccr editeerd sinds 2005 door de Raad voor Accr Geaccrediteerd Accreditatie als type A onafhankelijke inspectie-instelling op basis van de egistratie I188 voor het uitvoer en 7020, RvA A rregistratie NEN-ISO/IEC 17020, uitvoeren van inspecties bij: ‡Aanleg ‡

van onder onder-- en bovenafdichtingen van stortplaatsen

‡Aanleg ‡

van een werk waarin IBC-bouwstof wor dt toegepast wordt

protocol AS6901 voor protocol ijdens ‡T ‡ Tijdens

Referenties

gebruiksfase van een IBC-werk voor pr otocol de gebruiksfase protocol

OOMS-VOEG Toepassing To T oepassing van de o Ooms-voeg bij bruggen, viaducten en tunnels voordelen heeft voor delen voor beheerder, beheer der, gebruiker en omwonende. De eerste voeg is toegepast in 2003 op de A50 en de be-techniek heeft zich be andere wezen op tal van ander e plaatsen in Nederland.

AS6902 ‡/ ‡ /HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿ HYHQVGXXURQGHU]RHNRSNXQVWVWRͿROLHHQODVYHUELQGLQJHQ ROLHHQODVYHUELQGLQJHQ

Inspectie in het werk

+31 30 244 1404

T Testen e esten op het werk

Beproeven in het laboratorium

www.eqc.nl www.eqc.nl

• Reductie van geluid en trillin trillin-gen geeft comfort en minder omgevingshinder • Geen spoorvorming maakt het wegdek veilig kosteneffectiviteit • Hoge kostenef fectiviteit doordat door dat onderhoud niet nodig is

Meer informatie: www.ooms.nl/specialismen www .ooms.nl/specialismen www.struktonciviel.nl www .struktonciviel.nl


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 47


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 48

Paalmatrassen internationaal: state of the art

Dr. Ir. Suzanne van Eeleken Deltares, Netherlands

verschillende landen te delen, te begrijpen en de overeenkomsten en verschillen te identificeren. We hebben dus informatie uitgewisseld over ons onderzoek en onze praktijk en we zijn er in geslaagd om een aantal gemeenschappelijke conclusies te formuleren.

2 Ontwerp van de geokunststof wapening 2.1 BELASTINGVERDELING: BOOGWERKING

1 Inleiding Niet alleen in Nederland zijn paalmatrassen populair. China bijvoorbeeld bouwt in hoog tempo snelwegen en hoge-snelheidslijnen. Deze worden aangelegd in een tunnel, op een viaduct of op een paalmatras; niet op ‘gewone’ aardebanen met of zonder verticale drainage. Veiligheid en kwaliteit hebben topprioriteit, restzettingen of verschilzettingen zijn niet toegestaan. Om die reden heeft China in 10 jaar tijd honderden kilometers paalmatras gebouwd en daarnaast veel mooi onderzoek uitgevoerd: diverse universiteiten voerden grote onderzoeksprogramma’s uit.

Zo kunnen we veel leren van hun prachtige groteschaal-proeven en veldmetingen. China was dus een mooi land voor de eerste internationale workshop over paalmatrassen. Professor Jie Han en ik hebben die gezamenlijk georganiseerd. Jie Han is van Chinese afkomst en werkt al meer dan 20 jaar in de USA. Sinds 2010 is hij full professor aan de universiteit van Kansas. We hadden een kleine 20 topspecialisten uitgenodigd uit China, India, Maleisië, Australië, de USA, Brazilië, Frankrijk, Duitsland, Nederland en Italië. Doel van de workshop was om de ervaringen uit de praktijk en de resultaten van onderzoek in de

Figuur 1 – Boogwerking: (a) belastingverdeling ten gevolge van boogwerking: hoe minder de ondergrond meegeeft, hoe meer belasting er heen gaat. De meeste belasting gaat dus naar de paaldeksels, relatief veel belasting gaat naar de geokunststof wapeningstrips tussen de paaldeksels, en op een wapeningstrip is de belasting bij benadering verdeeld als een inverse driehoek (b) het Concentric Arches model geeft een verklaring voor de belastingverdeling. De belasting loopt in de richting van de bogen, hoe groter een boog, hoe meer belasting hij transporteert.

48

GEOKUNST – Juni 2018

2.1.1 Wat is boogwerking? Voor het ontwerp van de geokunststof wapening willen we berekenen wat de maximale trekkracht en rek in de geokunststof zal zijn. Die worden bepaald door de verdeling van de verticale belasting op de geokunststof, en deze verdeling wordt bepaald door boogwerking. Boogwerking is het mechanisme dat de belasting wordt ‘aangetrokken’ door elementen die relatief stijf zijn of relatief weinig bewegen. Daardoor gaat een relatief groot deel van de belasting rechtstreeks naar de paaldeksels, de verbrede koppen van de funderingspalen. De rest van de belasting rust tussen de paaldeksels op de geokunststof en de ondergrond daaronder. Deze belasting is niet gelijkmatig verdeeld: – Een relatief groot deel gaat naar geokunststoffen strips tussen de palen. Die strips overspannen immers de kortste afstand tussen twee naast elkaar gelegen palen, waardoor de strip relatief weinig zakt en relatief veel belasting trekt. – De belasting op een strip is ook niet gelijkmatig verdeeld. Dicht bij het paaldeksel zakt de geokunststof immers minder dan midden tussen de paaldeksels. We vinden dus een belastingverdeling die lijkt op de belastingverdeling in Figuur 1. Deze belastingverdeling wordt bevestigd door metingen van een groot aantal auteurs, zoals Zaeske (2001) uit Duitsland, Sloan (2011) uit de USA en onze eigen proeven (van Eekelen et al., 2012), en door numerieke berekeningen waaronder die van Girout et al. (2014) uit Brazilië-Frankrijk, Han et al. (2012) uit China-USA, en die van onszelf (Van der Peet en van Eekelen, 2014). Ons Concentric Arches model van Figuur 2 geeft


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 49

Samenvatting In juni 2017 organiseerden prof Jie Han van de Kansas University en schrijver dezes een tweedaagse workshop in Shanghai, China: de “First International Workshop Geosynthetic-Reinforced Piled-Supported Embankments”. Doel van de workshop was ervaringen uit de praktijk en resultaten van onderzoek in de verschillende

een verklaring van de gevonden belastingsverdeling. Dit Nederlandse model wordt door meerdere onderzoekers bevestigd, zoals bijvoorbeeld Moorman (2016), King et al. (2017) en het experimentele werk van Rui et al. (2018) (Figuur 3.) In veel van deze gevallen wordt gevonden dat de bovenste bogen wat hoger zijn (hoge ellipsen) en de onderste bogen wat lager zijn (lagere ellipsen). Het model in figuur 1 en 2 geeft trekkrachten in de geokunststof die zeer goed overeenkomen met een groot aantal metingen, gedaan in verschillende monitoringsprojecten en proevenseries (Van Eekelen et al., 2015). Daarom is het model opgenomen in onze SBRCURnet ontwerprichtlijn voor paalmatrassen. Deze richtlijn is ook beschikbaar in het Engels en wordt in toenemende mate ook in andere landen toegepast. Tijdens de workshop werd algemeen erkend dat het CA model een goede beschrijving is van het boogwerkingsmechanisme, maar dat betekent niet dat wereldwijd alle rekenmodellen voor paalmatrassen meteen worden vervangen door het CA model. 2.1.2 Welke parameters zijn van belang

landen te delen, te begrijpen en te zien waarover overeenstemming is en waarover (nog) niet. Een kleine twintig specialisten uit tien landen presenteerden hun werk, er werd met het publiek van rond de 70 belangstellenden gediscussieerd en we formuleerden gemeenschappelijke conclusies. Dit artikel geeft een overzicht van de belangrijkste daarvan.

of numerieke berekeningen. Hun resultaten zijn vergelijkbaar, namelijk dat de boogwerking sterker wordt (er relatief meer belasting direct naar de palen gaat) bij: – Een dikkere aardebaan, grotere paaldeksels, kleinere paalafstanden. – Een sterkere aardebaan: dus een hogere wrijvingshoek of een grotere dichtheid van de aardebaan. – Meer zakking van de slappe grond tussen de palen, dus meer verschilzetting tussen palen en ondergrond. – Het toepassen van geokunststof wapening van voldoende stijfheid. – Meer variabele bovenbelasting op de aardebaan. Het Concentric Arches model is in staat de meeste van deze afhankelijkheden te beschrijven. Een uitzondering daarop is de toename van verschilzetting onder de aardebaan. Tijdens deze toename (de consolidatie van de ondergrond) neemt de boogwerking toe. Het CA model beschrijft alleen de eindsituatie, waarbij de ondergrond maximaal is samengedrukt en het zettingsverschil tussen palen en ondergrond op zijn grootst is.

voor de boogwerking?

Bij relatief veel boogwerking is relatief weinig geokunststof nodig. Er zijn veel parameters die invloed hebben op de boogwerking. Veel auteurs hebben hier onderzoek naar gedaan met proeven

2.1.3 Dynamische belasting

Dynamische belasting kan de werking van de paalmatras bevorderen. Dat is ook de reden dat we met opzet werkverkeer over een paalmatras-

in-aanbouw heen laten rijden: metingen laten zien dat dat de boogwerking verbetert. Dat komt doordat de aardebaan dan verdicht en sterker wordt. Dynamische belasting kan ook de boogwerking reduceren. Dat gebeurt vooral bij passages van zware vrachtwagens over relatief dunne aardebanen. Als de aardebaan daarna even rust krijgt, meten we dat de boogwerking zich weer herstelt. Bij doorgaande dynamische belasting stabiliseert de boogwerking uiteindelijk. De reductie van de boogwerking door zware belastingen is maximaal voor ongewapende en dunne aardebanen. Wordt er geokunststof toegevoegd dan wordt de gevoeligheid van de aardebaan een stuk minder. Is de aardebaan relatief wat dikker, dan wordt de gevoeligheid ook minder. Dit werd gevonden door schaalproeven van Heitz (2006), veldmetingen van Van Eekelen et al. (2010) en grote-schaalproeven Bian en Chen et al. (2017). De Nederlandse en Duitse ontwerprichtlijn (EBGEO, 2010) reduceren de boogwerking voor de gevallen dat de verkeersbelasting relatief zwaar is. Daarvoor gebruiken we het rekenmodel van Heitz (2006), het model. Heitz baseerde zijn model op metingen in ongewapende aardebanen. Daarmee is het model conservatief (veilig): de gevoeligheid van zijn ongewapende aardebanen voor dynamische belasting is immers groter dan voor aardebanen op palen met geokunststof wapening. In de USA doet Jie Han momenteel onderzoek naar de invloed van lokale dynamische belastingen, die meer schade kunnen geven dan lokale statische belastingen. De invloed van aardbevingen op aardebanen is nog niet onderzocht, hoewel de relevantie van dit onderwerp algemeen wordt onderkend. 2.2 LOAD DEFLECTION BEHAVIOUR 2.2.1 Modellen

Figuur 2 – 3D Versie van het Concentric Arches (CA) model (Van Eekelen et al., 2013)

49

GEOKUNST – Juni 2018

Als de belastingverdeling in de aardebaan eenmaal bekend is, kan de rek en de trekkracht in de geokunststof wapening worden uitgerekend. Wij beschouwen daarvoor alleen de geokunststof strip tussen de paaldeksels. Die belasten we met een inverse-driehoekige belasting. De ondersteuning van de ondergrond wordt eventueel ook meegenomen, in de vorm van een verende ondersteuning. Sommige andere modellen zijn in staat om de


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 50

consolidatie van de ondergrond in rekening te brengen. Zo’n model is in de USA in gebruik: een axiaal-symmetrisch model (Filz et al., 2012), waarbij ondergrond, geokunststof en aardebaan apart worden doorgerekend. Op de randen moeten de belasting en vervorming van deze drie delen op elkaar aansluiten: vandaar dat het model het ‘load-displacement-compatibility model’ wordt genoemd. Het model beschrijft het gedrag van de ondergrond beter dan onze SBRCURnet richtlijn, maar is axiaal symmetrisch in plaats van 3D en is veel minder goed gevalideerd. King et al. (2017) uit Australië ondersteunen het Concentric Arches model voor het UGT (uiterste grenstoestand) ontwerp. Voor het BGT (bruikbaarheidsgrenstoestand) ontwerp geven zij echter een alternatief voor de twee rekenstappen. Terecht stellen zij dat de boogwerking afhankelijk is van hoeveel de wapening doorhangt: als hij meer doorhangt, zal de boogwerking toenemen, maar als hij nog meer gaat doorhangen zal de boogwerking op den duur weer afnemen. King et al. doen een voorstel hoe de BGT-rek van de wapening iteratief is te bepalen. Daarbij maken zij gebruik van de empirische ‘Ground Reaction Curve’ (GRC), door Iglesia et al. (1991, 2013) bepaald op basis van centrifugeproeven.

3 Ontwerpen in de praktijk 3.1 RANDVOORWAARDEN 3.1.1 Geometrie

Er is veel onderzoek gedaan naar de kritische hoogte van paalmatrassen. Heeft een aardebaan minimaal deze kritische hoogte, dan zullen er geen verschilzettingen optreden op maaiveld. In de meeste landen worden aardebanen dunner dan de kritische hoogte niet toegestaan. In Nederland denken we daar anders over. Verschilzettingen op maaiveldniveau zijn niet erg zolang ze optreden voordat we de constructie afwerken. Vóór het asfalteren dus, of voordat het spoor wordt afgewerkt. De vervormingen gedurende de gebruiksfase moeten uiteraard zeer beperkt zijn. Evengoed kent ook Nederland een minimale dikte voor de aardebaan: 0,66 x de diagonale dagmaat van de palen. Dunnere aardebanen staan we alleen toe tijdens de constructiefase. We rekenen dan met partiële boogwerking. De minimale aardebaandikte is verschillend in de diverse ontwerprichtlijnen en vaak is de eis gelijk aan de veronderstelde kritische hoogte. Verder ontwerpen wij alleen voor rechthoekige palenpatronen. Dat past beter bij veel geokunststof wapeningsproducten, die orthogonaal worden toegepast. En bovendien begrijpen we dit palenpatroon veel beter dan bijvoorbeeld

Figuur 3 – Deformaties in 2D proeven van Rui et al. ( 2018). Links de proefopstelling met onderin de paalmatras-constructie, rechts de gemeten deformaties die concentric arches laten zien. Maten in millimeters.

driehoekige palenpatronen, waarvoor geen ontwerpregels beschikbaar zijn. 3.1.2 Maximale vervormingen

De verschillende landen gaan verschillend om met vervormings-eisen. Vaak wordt alleen een maximale rek-eis gehanteerd voor de geokunststof. In Nederland wordt in de BGT vaak 2 tot 4% eindrek en 1 tot 2% kruiprek van de geokunststof toegestaan, afhankelijk van het project, en afhankelijk van het toegepaste geokunststof. De Britse norm staat 6% eindrek toe, inclusief kruip. Soms wordt voorgeschreven hoeveel de geokunststof maximaal mag doorhangen (USA: 15 cm, Han, 2015). Deze rek en zakking kunnen analytisch berekend worden. In Brazilië worden alleen zettingseisen gesteld als er grind- of zandpalen, of MIP palen worden toegepast. Frankrijk stelt alleen eisen aan verschilzettingen op maaiveld. Die kunnen het beste numeriek worden berekend. Dat geldt ook voor horizontale vervormingen en de daaruit volgende buigende momenten in de palen. 3.1.3 Palen op stuit, kleefpalen

Palen moeten voldoende stijf zijn in vergelijking met de omliggende slappe grond om een boogwerkingsmodel te kunnen gebruiken voor het ontwerp van een paalmatras. CUR226 en de meeste andere ontwerprichtlijnen zijn gebaseerd op een ratio van de paal-grond modulus groter dan 10 tot 1000. Er is geen overeenstemming in de groep over hoe groot deze ratio mag zijn. Kleefpalen worden in China regelmatig toegepast, in andere landen gebeurt dat zelden.

50

GEOKUNST – Juni 2018

3.1.4 Water: aardebaan droog of nat

Er zijn geen paalmatrassen bekend waarin is gemeten, terwijl de aardebaan langdurig nat was door een hoge grondwaterspiegel of door overvloedige regen. Wel hebben diverse auteurs gezien dat excessieve regen een flinke reactie geeft in de boogwerking van een aardebaan op palen. Onze ontwerprichtlijn is ook niet gevalideerd voor onderwater paalmatrassen. Hier is nog onderzoek voor nodig. 3.2 VULLING AARDEBAAN In Nederland bestaat een aardebaan altijd uit zand of puin- of menggranulaat. In andere landen wordt ook wel stenig materiaal gebruikt, of tropische grond: lateriet. Dit laatste materiaal is cohesief. Deze cohesie wordt niet meegenomen bij het ontwerp. 3.3 ONDERSTEUNING VAN DE ONDERGROND TUSSEN DE PALEN De slappe grond tussen de palen kan ondersteuning geven aan de geokunststof wapening. Als de grond ook op lange termijn veel ondersteuning geeft, dan kan dat een flinke besparing opleveren voor het ontwerp. In Frankrijk is de ondergrond bijna altijd zo goed, dat hij standaard in het ontwerp mag meedragen. De Britse ontwerprichtlijn, echter, staat ondersteuning van de ondergrond nooit toe. In Nederland ligt dit genuanceerder. De ondergrond is vaak zo slap dat we zeker geen lange-termijn ondersteuning mogen verwachten. In de bouwfase, echter, zal de ondergrond in veel gevallen wel ondersteuning


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 17:34 Pagina 51

geven. Het verschil tussen de vervormingen tijdens de bouwfase en de eindsituatie is bepalend bij ons ontwerp. In China bereikten we overeenstemming dat ondergrond-ondersteuning wel mee mag worden genomen, ook voor lange-termijn berekeningen.

Andere gerapporteerde schadegevallen gaan over geroteerde paaldeksels en/of palen die bezwijken op buiging. In deze gevallen hebben horizontale of asymmetrische krachten een rol gespeeld. Mogelijk gaat het hier om uitvoeringsfouten.

4 Constructiedetails Voorzichtigheid is echter geboden in de volgende situaties: – Hele slappe grond: cu < 10 kPa. – Verwekende ondergrond. – Daling van grondwaterpeil of stijghoogte. – Sinkholes door het instorten van oplossingsholten in kalksteen. – Collapsible soil (compactie van losgepakte grond onder invloed van bevochtiging, Chinese löss is hier berucht om). – Zetting van huisvuil-stortplaatsen. – Verlies van grond door afgraving of de aanleg van een tunnel dicht bij de paalmatras. 3.4 NUMERIEKE ANALYSE De deelnemers waren het er over eens dat palen en de geokunststof wapening moeten worden berekend met analytische methoden. Numerieke berekeningen van paalmatrassen zijn zeer foutgevoelig, maar de meeste landen gebruiken numerieke methoden wel voor een overall-check, en voor het berekenen van vervormingen en buigende momenten in de palen. In Nederland en veel andere landen gebruiken we Plaxis voor deze numerieke berekeningen. De meeste landen, waaronder Nederland, doen naast de analyse van het paalmatrassysteem geen aparte zettingsanalyse of stabiliteitsanalyse. Strikte zettingseisen kunnen getoetst worden met numerieke berekeningen. Alleen China gebruikt aanvullende limit equilibrium berekeningen (Bishop +) voor het toetsen van de stabiliteit. Australië geeft er de voorkeur aan om na het installeren van de palen een maand te wachten met doorbouwen, zodat de wateroverspanningen kunnen dissiperen.

4.1 PILE CAP DESIGN Veel landen gebruiken gladde paaldeksels, bij voorkeur met afgeronde randen en hoeken, in Brazilië is dat zelfs verplicht. Tussen de paaldeksels en geokunststof zit bij voorkeur iets dat de geokunststof beschermt tegen beschadiging door direct contact met het paaldeksel. Dit is vaak een non-woven of een laag zand. 4.2 OVERLAPPEN OF ZOMEN De meeste landen met hogere uurtarieven leggen geokunststoflagen een stukje over elkaar heen: de overlap. In de richting van de hoogste sterkte (meestal de lengte-richting van een weg) moet een overlap heel lang zijn (minimaal drie paalrijen), maar het is beter om te proberen de overlappen te voorkomen. Vaak is een rol lang genoeg om niet te hoeven overlappen. In bijvoorbeeld India, en soms ook in Brazilië overlapt men niet: daar worden de geokunststof lagen aan elkaar genaaid. Als dat nodig is wordt daarbij een reductiefactor gebruikt om de sterkte bij de zoom te reduceren.

5 International Society Geosynthetic Reinforced Pile-Supported embankments Tijdens de workshop in China hebben we een internationale society opgericht die zich bezig zal houden met dit onderwerp. Doel is kennisuitwisseling en samenwerking in onderzoek. Zo bereiden we nu een special issue voor van het internationale journal Geosynthetics International en zullen we in 2022 een tweede internationale workshop organiseren.

Bronnen

China kent enkele bezwijkgevallen waarbij stabiliteit een rol speelde. In die gevallen lag de draagkrachtige ondergrond onder een helling, waardoor er een risico bestaat op landslides.

– Bian, Xuecheng and Chen, R.P., 2017. Presentaties tijdens de workshop in Shanghai, juni 2017. – BS8006-1: 2010. Code of practice for strengthened/ reinforced soils and other fills. British Standards

51

GEOKUNST – Juni 2018

Institution, ISBN 978-0-580-53842-1. EBGEO, 2010. Empfehlungen für den Entwurf und die Berechnung von Erdkörpern mit Bewehrungen aus Geokunststoffen e EBGEO, vol. 2. German Geotechnical Society, Auflage, ISBN 978-3-433-02950-3. – Van Eekelen, S.J.M., Bezuijen, A., Lodder, H.J., van Tol, A.F., 2012a. Model experiments on piled embankments Part I. Geotextiles and Geomembranes 32: 69-81. – Van Eekelen, S.J.M., Bezuijen, A., Alexiew, D., 2010. The Kyoto Road Piled Embankment: 31/2 Years of Measurements. In: Proceedings of 9 ICG, Brazil, 1941-1944. – Girout, R., Blanc, M., Dias, D. en Thorel, L. Numerical analysis of a geosynthetic-reinforced piled load transfer platform - Validation on centrifuge test. Geotextiles and Geomembranes, 42(5):525–539, 2014. – Han, J., Bhandari, A., Wang, F., 2012. DEM Analysis of Stresses and Deformations of GeogridReinforced Embankments over Piles. Int. J. Geomech. 2012.12:340-350. – Han, 2015, Principles and practice of ground Improvement, John Wiley & Sons, Hoboken, New Jersey, USA. ISBN 978-1-118-25991-7. – Iglesia, G.R., 1991. Trapdoor Experiments on the Centrifuge- a Study of Arching in Geomaterials and Similitude in Geotechnical Models. PhD thesis. Department of Civil Engineering, Massachusetts Institute of Technology, Massachusetts, U.S.A. – Iglesia, G.R., Einstein, H.H., Whitman, R.V., 2013. Investigation of soil arching with centrifuge tests. J. Geotech. Geoenvironmental Eng. 140 (2) http://dx.doi.org/10.1061/(ASCE) GT.19435606.0000998. – King, D.J., Bouazaa, A., Gniel, J.R., Rowe, R.K., Bui, H.H., 2017. Serviceability design for geosynthetic reinforced column supported embankments, Geotextiles and Geomembranes (2017) 1-19. – Lawson, C., 2017. Persoonlijke communicatie. – Moorman, C., 2016. Numerical Investigations on the Load Distribution over the Geogrid of a Basal Reinforced Piled Embankment under Cyclic Loading. Procedia Engineering, Volume 143, pp 435-444. – Van der Peet, T.C., en van Eekelen, S.J.M., 2014. 3D numerical analysis of basal reinforced piled embankments. In: Proceedings of 10ICG, September 2014, Berlin, Germany. 2014. – Rui, R. Han, J., van Eekelen, S.J.M., Wan, Y., 2018. Experimental Investigation of Soil Arching Evolution in Unreinforced and GeosyntheticReinforced Pile-Supported Embankments. Onder review bij Journal for Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. – Sloan, J.A., 2011. Column-supported embankments: full-scale tests and design recommendations. PhD thesis, Virginia Polytechnic Institute and State University, Blacksburg, VA. 쐌


S22 GK_Opmaak 1 17-05-18 18:13 Pagina 52

2016 BER DECEM VELD ER 5 WERK NUMM ISCHE ANG 20 TECHN JAARG HET GEO VOOR BLAD

4 BER 201 DECEM D ER 5 RKVEL NUMM HE WE HNISC ANG 18 JAARG GEOTEC R HET D VOO

BLA IJK VAK

ON

ANKEL

REN UNDE

F

SP

NNIS!

OP KE

IJK VAK

G GSDA N I R E FUND ECIAL 2016

FU

ATHEM

UITGA

SDAG4 G N I R 1 NDE VE 20

ONAFH

KEL AFHAN

FUNDERINGSDAG 2018 EDITIE Later dit jaar verschijnt de 2-jaarlijkse Funderingsdag-special van het vakblad Geotechniek. Een editie die altijd op een grote attentiewaarde kan rekenen! Weer een goede reden om uw organisatie, dienst en/of product over het voetlicht te brengen bij uw specifieke doelgroep(en), onze lezers! Dit kan met een advertentie, advertorial of een mini-special: een katern van 8 paginaâ&#x20AC;&#x2122;s met eigen cover! U ontvangt tevens 500 exemplaren van dit katern als losse doordruk op zwaarder papier voor uw eigen promotionele activiteiten. Deze doordruk is geheel kosteloos! * *Een voorbeeld vindt u op home van www.vakbladgeotechniek.nl

RESERVEER TIJDIG EN GENIET OOK NOG EENS VOORDEEL VAN EEN VROEGBOEKKORTING TOT 31 JULI A.S. Informeer naar de mogelijkheden via: info@uitgeverijeducom.nl

Uitgeverij Educom Mathenesserlaan 347 3023 GB Rotterdam Tel. 0031 (0)10 - 425 6544 info@uitgeverijeducom.nl www.uitgeverijeducom.nl


4TH INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON CONE PENETRATION TESTING TU DELFT, 21 AND 22 JUNE 2018

GEOTECHNIEK SPECIAL

SPECIAL EDITION OF THE DUTCH INDEPENDENT JOURNAL GEOTECHNIEK

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 53

We help you penetrate your business in CPT at CPTâ&#x20AC;&#x2122;18. Meet the difference!

15/05/18 22:15


Mede-ondersteuners Cofra BV Kwadrantweg 9 1042 AG Amsterdam Postbus 20694 1001 NR Amsterdam Tel. 0031 (0)20 - 693 4596 www.cofra.nl

Geobe be est BV Postbus 427 3640 AK Mijdrecht Tel. 0031 (0)85 - 489 0140 www.geobest.nl .g .

Va an ‘t Hek Gro oep

Lankelma Geotechniek Zuid BV

Lameire Funderingstechniek NV

Postbus 38 5688 ZG Oirschot Tel. 0031 (0)499 - 57 85 20 www.lan . kelma-zuid.nl

Industrielaan 4 9900 Eeklo Tel. 0032 (0) 9 379 72 77 www.lameire.be

ademisch PostAca Onderwijs (PAO)

SBRCURnet

NVAF

Postbus 516 2600 AM Delft Tel. 0031 (0)15 - 303 0500 www..sbrcurnet.nl

Postbus 440 3840 AK Harderwijk Tel. 0031 (0)341 456 191 www.nvaf.nl

Postbus 5048 2600 GA Delft Tel. 0031 (0)15 - 278 46 18

Postbus 88 1462 ZH Middenbeemster Tel. 0031 (0)299 31 30 20 www.vanthek.nl

. www.pao.tudel ft.nl

Associate Members Me mbe rs

™Geomil Equipment BV, Moordrecht ™JLD Contracting BV, Edam ™ ™Tjaden BV, Heerjansdam ™

™Leiderdorp Instruments BV, Leiderdorp ™ ™Votquenne Foundations NV, Dadizele (B) ™

Colofon

Colophon 4th International Symposium on Cone Penetration Testing-special is published by Uitgeverij Educom

Geotechniek G eo e techniek k iiss n uitgave van een ui itgave va U itg geverij i Educom Educo om BV BV Uitgeverij

GEOTECHNIEK GE OTECHNIEK JAARGANG NUMMER J AARGANG 20 – N UMMER 1 Januari 2016

Mathenesserlaan 347

Geotechniek is een informatief/promotioneel 3023 GB Rotterdam P.O. Box 25296, 3001 HG Rotterdam, The Netherlands onafhankelijk vaktijdschrift dat beoogtkennis en ervaring Tel. 0031 (0)10 - 425 6544 Geotechniek is the leading independent journal for geotechnicaluit te wisselen, inzichtte bevorderen Publisher: Mr. R.P.H. Diederiks en belangstelling Fax 0031 (0)10 - 425 7225 voor het gehele geotechnische vakgebied te 425 kweken. Tel. 0031 10 6544 - www.vakbladgeotechniek.nl info@uitgeverijeducom.nl professionals in the Netherlands and Belgium since 1997. Cover: Fundering Carolinabrug in Suriname, foto Paul Bakker © Special issues are published to coincide with international congresses.

© Copyrights Uitgeverij Educom, June 2018 | ©Redactie ISSN r1386-2758 Uitgever/bladmanager Uitg ever/bladmanager Redactieraad aad Uitgeverij Educom BV R.P.H. Diederiks

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 54

Redactie Beek, mw. ir. V. van Brassinga, ing. H.E. Broeck, ir. M. van den Diederiks, R.P.H. Heeres, dr. ir. O.M.

Alboom, ir. G. van Beek, mw. ir. V. van Bouwmeester, Ir. D. Brassinga, ing. H.E. Broeck, ir. M. van den Brouwer, ir. J.W.R. Dalen, ir. J.H. van Deen, dr. J.K. van Diederiks, R.P.H.

Heeres, dr. ir. O.M. Hergarden, mw. Ir. I. Jonker, ing. A. Lengkeek, ir. A. Rooduijn, ing. M.P. Schippers, ing. R.J. Smienk, ing. E. Spierenburg, dr. ir. S. Storteboom, O. Vos, mw. ir. M. de

www.uiitgeveriijeducom.nl

Leze rsservice Lezersservice Adresmutaties doorgeven via info@uitgeverijeducom.nl © Copyright Uitgeverij Educom BV Januari 2016 Niets uit deze uitgave mag worden gereproduceerd met welke methode dan ook, zonder 15/05/18 22:15 schriftelijke toestemming van de


This special edition of Geotechniek is powered by: KIVI Engineering Society P.O. Box 30424 2500 GK Den Haag The Netherlands

Tel. 0031 (0)70 391 99 00 info@kivi.nl www.kivi.nl

Deltares P.O. Box 177 2600 MH Delft The Netherlands

Tel. 0031 (0)88 335 82 73 info@deltares.nl www.deltares.nl

Geomil Equipment BV P.O. Box 450 2800 AL Gouda The Netherlands

Tel. 0031 (0)172 42 78 00 sales@geomil.com www.geomil.com

Eijkelkamp GeoPoint SoilSolutions Rijkstraatweg 22F 2171 AL Sassenheim The Netherlands

T +31 (0)71 301 92 51 info@eijkelkamp-geopoint.com eijkelkamp-geopoint.com

Fugro Veurse Achterweg 10 2264 SG Leidschendam The Netherlands

Tel. 0031 (0)70 311 14 22 info@fugro.com www@fugro.com

SPECIALIST IN THE FIELD OF GROUNDWATER From drainage and water storage to creating Room for the River. Gouda Geo-Equipment construction and BV

Tel.specialist 0031 (0)182 64 09 review, 64 Profound BV Your geotechnical for design, info@profound.nl Limaweg 17 asset management. www.profound.nl 2743 CB Waddinxveen We advise and design with knowledge of subsoil and exploit The Netherlands

Tel. 0031 (0)715 311 694 info@gouda-geo.com Satellietbaan 8 www.gouda-geo.com 2181 MH Hillegom the to use local soils. Thepotential Netherlands

Fugro GeoServices B.V. Info@fugro.nl www.fugro.com

Adv_180x127_02_English.indd 1

A.P. van den Berg The CPT Factory P.O. Box 68 8440 AB Heerenveen The Netherlands

16-03-17 12:33

Tel. 0031 (0)513 63 13 55 info@apvandenberg.com www.apvandenberg.com

55

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 55

Municipality Rotterdam, Engineering Office P.O. Box 6575 3002 AN Rotterdam The Netherlands

Tel. 0031 14 010 ingenieursbureau@rotterdam.nl www.rotterdam.nl/ingenieursbureau

GEOTECHNIEK SPECIAL CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - June 2018

15/05/18 22:15


Contents

Cone Penetration Testing in layered soils - 5

Pinpointing tie-back anchors using magnetic CPT investigation - 10

Setting up of a system of standardprocedures for geotechnical investigations in Belgium, with focus on CPT - 14

50 years in the forefront of innovated CPT technology - 20

56

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 56

GEOTECHNIEK SPECIAL CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - June 2018

15/05/18 22:15


D.A. de Lange Deltares, Delft, the Netherlands

Cone Penetration Testing in layered soils

J. Terwindt Deltares, Delft, the Netherlands

T.I. van der Linden Royal HaskoningDHV, Amersfoort, the Netherlands

Figure 1 - Sediment core with flaser bed sedimentation. Core diameter 65 mm

Introduction Cone penetration testing (CPT) is widely used to determine the geotechnical engineering properties of soils and delineate soil stratigraphy. The resolution of CPT in delineating stratigraphic layers is related to the size of the cone tip and the friction sleeve and the sample recording rate relative to the penetration rate. Where two different soil layers meet, a transition zone exists around the interface, since the measured resistance will be affected by both the under- and overlying layers. The dimensions of such a transition zone are a function of the stiffnesses of both layers but also of the cone tip size. For deposits containing intervals with multiple thin layers, the situation is even more complicated since the cone resistance may be affected by several surrounding layers. As a consequence the CPT interpretation within these intervals holds large uncertainty. For several applications a better understanding of CPT in thinly layered soils is desired. Examples are the estimation of the liquefaction potential of thin sand layers and the shear strength of thin soft layers. This study focuses on the cone resistance of sand layers in so called ‘flaser beds’. These are sedimentary bedding patterns created when sediment is deposited by intermittent flows, leading to alternating sand and clay layers. Such deposits typically exist in marine environments. Figure 1 shows an example of a sediment core containing such depositional features. The layers typically have a thickness of 5 mm to several centimeters. The effect of layer transitions on cone resistance has been investigated extensively by numerical as well as physical modelling (see

57

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 57

De Lange et al (2018) for relevant papers). From the literature it appears that the size and the location of the transition zone depend on the ratio of the characteristic resistances in the stiff and soft soil layer. It also appears that to develop the full steady state cone resistance in a sand layer more penetration is needed than in a clay layer. Furthermore, it appears that the difference between the measured and the characteristic cone resistance in a “thin” sand layer, interbedded in soft layers, increases with increasing density index of the sand. Therefore, for multi-layer systems, it is expected that the cone resistance will be influenced by the layer thickness (relative to the cone diameter), the number of layers within the zone of influence and the characteristic cone resistances of the individual layers, which depend on, inter alia, the porosity and the stress level. Koppejan modelling Van der Linden et al. (2017) suggested to use the Dutch so called ‘Koppejan’-method for pile base capacity as an interpretation tool for CPTs in thinly layered soils. The study described in the present paper can be used to investigate the feasibility of such an approach by model experiments in well-controlled circumstances. The aim is to devise a correction method which will ascribe more realistic engineering properties to thin sand layers within thinly interlayered zones. The underlying reason to focus on sand layer properties is the interest in liquefaction properties of flaser beds in the presence of earth quakes. The measured cone resistance needs to be converted to a ‘clean sand’ resistance, hereafter referred to as ‘characteristic resistance’, in order to assist interpretation of the CPT values with existing correlations.

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Abstract Multi-layer systems consisting of multiple sequences of thin soil layers are typically deposited in marine environments. The geotechnical properties of the sand layers can be important, especially where it concerns sensitivity to liquefaction. Performing CPTs is a common method to determine geotechnical properties, but the interpretation of CPT within multi-layered soil zones holds large uncertainty. The Dutch

‘Koppejan’-method for determination of pile base resistances could be used to model the cone resistance in thinly inter-layered soils. Model experiments in well-controlled circumstances have been performed to investigate the feasibility of this approach to come up with correction factors to the measured CPT values.

Figure 2 - Schematization of the trajectories taken into account in the Dutch method

The Dutch Method, also called 4D-8D- or Koppejan-method, estimates the pile base capacity of a driven foundation pile by averaging the CPT values in a region between (max.) 4D below and 8D above the pile base, D being the pile diameter. The governing equation in this method reads:

Figure 3 - Schematized test set-up

the measured cone resistance in thinly interlayered zones: for H > D:

(2)

(1)

for H < D:

(3)

with qb;max the pile base capacity and qc the CPT value, where subscripts I, II and III refer to the trajectories for which a governing cone resistance has to be determined by some sort of averaging (different for I and II) (figure 2). The coefficients αp and βs are related to non-driven and non-cylindrical pile types and can be ignored for a CPT. For details the reader is referred to Van der Linden (2016), annex E.

where qb now represents the measured cone resistance, H the thickness of the layer the cone tip is located in, and D the penetrometer diameter. The characteristic cone resistance of the individual layers qc is used as input for the calculations.

The test set-up itself is a further development of the set-up discussed by Van der Linden et al. (2017). It consists of a cylindrical steel cell, 0.90 m inner diameter and 0.96 m high. The cell wall is lined with a rubber membrane and the space in between can be filled with a film of water (a geotextile was placed in between to ensure this). In this way the horizontal stress can be controlled. The horizontal stress applied is kept equal to 0.5 times the vertical stress. The vertical stress is applied by a flexible water-filled cushion which is placed on top of the soil model.

Physical model tests CPTs have been performed in artificially constructed deposits containing multiple soil layers. The test set-up consisted of a hydraulic plunger fixed on a reaction frame that was able to push a miniature cone into a cylindrical steel cell containing the artificially built-up soil deposits.

The employed cone penetrometers have a diameter of either 35.8 mm or 25.3 mm (corresponding to a cone face area of 10 cm2 and 5 cm2, respectively), depending on the test, and were manufactured by Fugro Leidschendam (the Netherlands). The penetrometers were pushed in by a hydraulic jacking unit at a rate of 4 mm/s with a measurement frequency of 4 Hz,

After simulation of a number of test results Van der Linden et al. (2017) propose different approaches for layer thicknesses greater and smaller than the cone diameter D. The following relations are proposed to approximate

58

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 58

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Figure 4 - Test set up (a) before mounting, top cushion at right (b) after three CPTs have been performed

resulting in a data point every 1 mm. It should be noted that this penetration rate differs from the standard rate applied in the field (20 mm/s). Furthermore, the cone resistance has not been corrected for water pressure since no pore pressure measurement was performed. The effects of both these aspects are considered to be minimal. The in situ vertical soil stress was monitored using a total stress transducer, fixed in the center of the model at 72 cm below surface level. Any change in volume of the soil model was monitored by measuring the volume change in the water supply of both the membrane and the cushion and any water dissipated through the bottom drain of the test setup. Figure 3

shows the schematized overview of the test setup, figure 4 the practical implementation in the geo-experiments hall of Deltares. The model preparation followed the methodology of Van der Linden et al. (2017), i.e. pluviation of dry sand in a partially water-filled cylindrical container. The density of the sand was controlled by controlling the water height (for low density samples) and periodically gently tamping the sand surface during pluviation (for medium density samples). Clay layers were placed after trimming pre-fabricated clay bricks to the required dimensions. Densification of the sand during the placement of the clay was minimized by temporarily lowering the phreatic level, so that capillary action temporarily could

Figure 5 - Test results of four 4 cm thick clay layers (position indicated in gray)

59

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 59

Tabel 1 - Experimental variables

penetrometer diameter D [mm]

25.3

35.8

density index ID [-]

0.30

0.60

Layer thickness H [mm]

20

40

80

Vertical stress Ď&#x192;v [kPa]

25

50

100

provide apparent cohesion to the sand. During the preparation the bulk density was monitored closely by measuring the sample height. Upon completion of the cone penetration tests the soil model was excavated and volume-mass density measurements were performed at various positions and depths in the model. More details of the applied soils and the procedure can be found in De Lange et al. (2018). It should be noted that the tested multi-layered samples contained sand and clay layers of equal thickness. This is certainly not always the case in the field. Therefore, the results cannot simply be extrapolated to all thinly inter-layered soils. Testing program The test program was a continuation of the program of Van der Linden et al. (2017). Different layer configurations, bulk density indices (ID), stress levels and cone diameters are applied in order to investigate the influence of these parameters. CPTs were performed on saturated layered soil deposits. The layered units of multiple clay and sand layers, having equal thicknesses, were sandwiched between two thicker

Figure 6 - Test results of six 2 cm thick clay layers (position indicated in gray)

GEOTECHNIEK SPECIAL CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - June 2018

15/05/18 22:15


sand layers. For each ID a uniform sand model was prepared in addition to the layered models in order to serve as a reference. Table 1 provides details about the variations applied (not all possible combinations are tested).

plotted in this graph. A good fit is obtained with the proposed method. Figure 9 shows the simulation of the tests performed at sample 3 with the normalized test

results. Although the simulation deviates from the measurements for the transition region between the layered zone and the upper and bottom sand layers, a good fit is obtained for the layered zone. Since this zone is the subject

Figure 7 - Normalized cone resistance of the four tests

Figures 5 - 7 show results in two artificial soil samples: sample 2 and 3. Sample 2 contained a layered zone of 4 clay layers and 3 sand layers, each having a layer thickness of 4 cm, while sample 3 contained a layered zone of 6 clay layers and 5 sand layers, each having a layer thickness of 2 cm. An initial bulk density index of around 30% has been applied for both samples. Multiple 25 mm CPTs (2 or 3) were performed at the same soil model. First, the desired stress level has been applied and after reaching a sufficient degree of consolidation a CPT has been performed. Subsequent tests were performed at different locations and stress levels, leaving the previous cone(s) in place. The CPTs were performed at 300 mm from the container wall and with a distance between the CPT locations of 260 mm. Figure 5 shows the measured cone resistance in sample 2 for two stress levels (vertical stress 25 kPa and 50 kPa, respectively). The individual layers can be clearly distinguished. Also the effect of the applied stress level can be observed: higher cone resistances at higher stress levels. Figure 6 shows the measured cone resistance in sample 3 for the same stress levels. In this case, the individual thin layers can be hardly distinguished. The initial peak in cone resistance at about 5 cm depth is an artifact of a cylindrical tube which was in place to protect the cushion.

Figure 8 - Simulation of CPTs in sample 2

Figure 7 shows the cone resistance in sample 2 and 3 normalized for the applied stress level by equation (4) (based on Lunne et al., 1997) in which Ď&#x192;v is the applied vertical stress level. (4) Numerical modelling Simulations are made by calculating the tip resistance at each mm by the method described above. In order to get a more realistic simul-ation the moving average over a height of 27 mm (the cone height) has been calculated. The average of the measured cone resistance in the upper and bottom sand layer is used as characteristic cone resistance for the sand layers. For the clay layers a value of 0.035 is used, based on the test results. Figure 8 shows the simul-ation of the tests performed at sample 2. The normalized test results are also

60

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 60

GEOTECHNIEK SPECIAL CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - June 2018

15/05/18 22:15


Figure 9 - Simulation of CPTs in sample 3

of interest in this investigation, the proposed method can still be used. Conclusion Systematic experiments in well controlled circumstances are shown to contribute to the insight in geotechnical behavior of thinly inter-layered soil profiles. Further investigation is in progress to come up with a general correction methodology to CPTs for use in these soil profiles. Acknowledgments The authors would like to acknowledge the NAM (Nederlandse Aardolie Maatschappij B.V.) for financing the research and F.M. Schenkeveld and R. Zwaan for their invaluable assistance and input with regards to development of the test setup and model preparation. J.K. van Deen (Deltares) assisted in writing this paper, which is an abridged and rewritten version of De Lange et al. (2018). References - De Lange, D.A., Terwindt, J. and Van der Linden, T.I. (2018), CPT in thinly inter-layered soils, in: Proc CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - Lunne, T., Robertson, P.K. and Powell, J.J.M. (1997) Cone Penetration Testing in Geotechnical Practice, First edition, Blackie Academic & Professional, ISBN 0751403938. - Van der Linden, T.I. (2016) Influence of Mul-

tiple Thin Soft Layers on the Cone Resistance in Intermediate Soils, MSc thesis Delft Univ. of Technology, via https://repository.tudelft.nl/ - Van der Linden, T.I., De Lange, D.A., & Korff,

M. (2017) Cone Penetration Testing in Thinly Inter-Layered Soils, Geotechnical Engineering, Advance online publication. doi: 10.1680/ jgeen.17.00061

SPECIALIST IN THE FIELD OF GROUNDWATER From drainage and water storage to creating Room for the River. Your geotechnical specialist for review, design, construction and asset management. We advise and design with knowledge of subsoil and exploit the potential to use local soils. Fugro GeoServices B.V. Info@fugro.nl www.fugro.com

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 61

15/05/18 22:15


Pinpointing tie-back anchors using magnetic CPT investigation Rotterdam engineers have improved the art of the CPT based magnetic profiling technique. With the adaptations and improvements, it has become possible to reliably locate obstacles like steel anchor rods (tie-back anchors) In many current projects, the uncertain position of (steel) obstacles is a major cause of project delay (and cost increase) if the obstacles turn out to interfere with the planned foundation elements. Rotterdam engineers have upgraded the magnetic CPT instrument such that the magnetic distortion signals are obtained in the proper orientation to earth’s magnetic field orientation. As insiders know, the response of these sensors is very sensitive to tilt and orientation in

respect to the earth’s magnetic North. While in 2014 conducting a magnetic CPT site investigation to locate grout anchors for redevelopment of a quay, Rotterdam Engineers were encountered with difficult North orientation of the CPT tool. The CPT tool had no clear orientation indicators on the outside and as a result, proper North alignment in the field was difficult to achieve with this experience the manufacturer of the tool was requested to provide a physical reference for the sensor orientation to the outside of CPT tool. Currently, the magnetic CPT tool is provided with a visible orientation indicator that is aligned with the magnetic Y sensor in the cone. Because of the presence of a CPT truck (20

Dr. Ir. R. Spruit Geotechnical engineer

W. van Bommel Projectleader Geo-monitoring

tons of steel) and unknown metal anomalies influencing the local magnetic field, A proper magnetic outline cannot be made. A magnetic outline returning 0 nT at the X sensor will only be possible in a fully demagnetized area. In order to overcome this practical limitation, an optical tool is installed to the physical orientation indicator on the CPT tool. The optical tool can be used to rotate the CPT tool to a chosen orientation. In most cases, the geographic North is chosen as the reference orientation. As local deviation of earth’s magnetic field from the geographic North is known, proper corrections can be made. In early 2016 the upgraded technique was for first time used successfully at the Vogelenzang site in Rhenen. Rotterdam Engineers responded to a request from MOS Grondmechanica to assist in locating the steel anchors at this site. Due to extensive Figure 1 - Projectlocation.

62

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 62

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Abstract Rotterdam engineers have improved the art of the CPT based magnetic profiling technique. With the adaptations and improvements, it has become possible to reliably locate obstacles like steel anchor rods (tie-back anchors). Rotterdam engineers have upgraded the magnetic CPT instrument such that the mag-

netic distortion signals are obtained in the proper orientation to earth’s magnetic field orientation. 3D modelling became more reliable and efficient due to an invention for the orientation of the magnetic North. The only distortion that still remains in the acquired data is now limited to the variable tilt angle of the cone over the CPT profile. An issues on which research is now being done to solve with a steerable CPT cone.

Figure 2 - Constructed alignment tool for CPT cone, aligned at the magnetic North

excavation and reshaping of the terrain the soil became instable. A sheetpiled wall with tie-back anchors was installed to improve slope stability. In the next construction phase the foundation piles for the housing project needed installation. The exact position of the tieback anchors was not documented. Due to the self-boring nature of the applied tie-back anchors, the uncertainty of the location was relatively high, making the areas for low risk pile installation very limited. For the majority of planned foundation piles, the chances of collision with the grout anchors were considered too high. Magnetic CPT plan Due to the specific behaviour of magnetic fields in relation to steel objects, a CPT plan for magnetic surveying requires a different layout than a geotechnical survey. In case of Vogelenzang, only the planned pile positions need verification of (absence of) obstacles. To fulfil this, the CPTs are positioned at 50 cm off the planned pile position parallel to the sheetpiled wall and perpendicular towards the possible anchor projection. This method eliminates the need to obtain a survey of the complete potential obstacle area and limits the number of CPT’s while returning enough information for the 3D modelling. 3D modelling The modelling of the site using the software of Potent has become more reliable and efficient due to the accurate north orientation of the acquired data. The only distortion that still remains in the acquired data is now limited to the variable tilt angle of the cone over the CPT profile. Nevertheless, the modelling is time consuming because the steel objects must be modelled and should be moved over 6 degrees of freedom to achieve the best fit between measured and simulated magnetic field response.

As soon as there is more than one tie-back anchors showing there footprint in the image the modelling becomes challenging to fit to the signals. Since CPT survey positions are chosen next to pile, the model obtains the most valid information over the planned pile position. If the tie-back anchors have deviated from their planned trajectory, this will be clearly visible in the image of the acquired data for the planned pile position. In another project the survey of the foundation of the St. Sebastiaan Bridge in Delft has been evaluated. The foundation level of the existing prefabricated concrete piles was uncertain making verification of the pile toe position necessary.

63

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 63

Prefabricated concrete piles contain steel reinforcement which is normally enough to detect the pile toe. Even though the CPT cone was carefully aligned with the North, almost none of the conducted CPT’s detect the pile toe. At this location the survey possibilities were limited due to available space (only a small CPT rigs could access the site). At the same time underground pipes and cables were limiting the start positions of the CPT’s as well. During CPT testing, the cone deviated from the intended vertical profile. As a result, the actual distance between the CPT trajectory and the piles was larger than intended, making pile detection more difficult and less certain. This illustrates the need for CPT’s that allow for adjustment of the penetration

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Figure 4 - The model in 3D

Figure 3 - The analysis from magnetic distortion to the 3D model

old pilesheetwall

vertical collision

exsample excavation core diameter

projected anchors

angle to be able to compensate for unwanted deviation of the cone. Because in most complex situation the inverse function does sometimes returns a valid result after manual locating the anchor by monkey testing.

sandlayor at-10m

Presentation of the 3D model As soon as object are situated below the surface it becomes difficult to explain the wher abouts to the client and contractor. In complex situations like the project Julianaplein in the Hague Central station a digital 3D modal can offer a solution. By using a hololens, the 3D model can be physically projected onto and in the saubsurface of the project location. The Hololens projects the hidden objects like a overlay at the building site. The hololens of Windows works wireless and gives the opportunity to view the situation from every potion in the building site. It is also possible to scale to a room size model. The 3D model itself is a DXF export of Potent. Steeringcone As noted, currently the reliability of the magnetic CPT method is limited by the uncontrollable inclination of the CPT cone during its way through the soil. A magnetic CPT profile has ideally a straight vertical profile since the sensitivity is limited to a few meters in diameter. Due to the lack of a steering mechanism on a CPT cone, deviation from the vertical position of the normal (non-magnetic) CPT profile is accepted as long as the deviation is not exceeding 14 degrees tilt angle. This means that a deviation of a few meters over a typical length of 25 m is tolerated for most geotechnical surveys. In case of a magnetic survey, such deviation can lead to the unwanted blind spots in the surveyed area. To improve the CPT survey technique, Rotterdam Engineers have developed a prototype for a steering tool. The basic principle

Figure 5 - The Hololens presentation of the 3D model at the actual building site Julianaplein the Hague.

has been inspired by HDD (horizontal directional drilling) techniques and has already been conceived in 2013. Only recently the mechanism and the manufacturing has been successfully developed into a working prototype. In the near future, the prototype steering tool will be tested on site. The Steeringcone will enable to keep the tilt angle within a few degrees and the horizontal profile de-

64

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 64

viation within a few centimetres. Also during inclined CPT testing, keeping to the planned inclination angle will become possible. The Steeringcone also improves the CPT quality for geotechnical purposes and will probably reduce the risk of CPT rod and cone failure as this chance of failure is coupled to the deviation angle.

GEOTECHNIEK SPECIAL CPTâ&#x20AC;&#x2122;18 - June 2018

15/05/18 22:15


Over 80 Years of experience

‘If it is excellence you are after, then experience makes the difference’

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 65

15/05/18 22:15


Setting up of a system of standardprocedures for geotechnical investigations in Belgium, with focus on CPT

Introduction In a price driven market the quality of geotechnical investigations is uneven. The Belgian member society BGGG-GBMS of ISSMGE, therefore decided to install a TaskForce (TF) that would tackle the problem. As CPT are the primary tests performd in Belgium (first CPT equipment used in Belgium in 1939 ) the drawing up of a standard procedure for CPT jobs was set out as a primary goal of the TF. The members of the TF are representative for the actors concerned: the academic world, industry, geotechnical contractors, engineering offices, governmental agencies, research centres and companies performing CPT. Over the course of the work sessions of the TF,

enhanced insight led to the decision of drawing up not one but a set of several standard procedures for geotechnical investigations : • General Provisions [1], referring to the general principles for planning, execution and reporting of geotechnical investigations, including informative annexes with recommendations for the extent and spacing of investigations. • Cone penetration tests (CPT) – part 1 [2], referring to planning, execution and reporting of geotechnical investigations consisting of CPT. • Cone penetration tests (CPT) – part 2 [3], referring to advice concerning geotechnical design on the basis of CPT. • Borings and sampling - to be drafted. • Laboratory testing - to be drafted. For CPT assignments 2 documents were

Gauthier Van Alboom Chairman of Taskforce on Quality of geotechnical investigations, of BSSMG

drawn up, in order to make a distinction between planning, execution and reporting on the one hand and general qualitative and/or quantitative advice for geotechnical design on the other hand. This was felt necessary as in the Belgium context a CPT report almost always contains this kind of advice, given “free of charge”. The guidelines in these standard procedures are intended as well for the client (contractors, engineering offices, architects) as for companies that perform the relevant tests. They can be downloaded from the website http://www.bggg-gbms.be Belgium being a mainly bilingual country, documents are available in Dutch and French (fig 1).

Tabel 1 - Types of assignment for geotechnical investigations Type of assignment

Scope of assignment

Content of report

Required qualification

G1

Execution of geotechnical investigation + reporting of test results

Test results and directly derived values (e.g. friction ratio from CPT)

Geotechnician*

G2

G3

G4

Execution of geotechnical investigation + reporting of test results + deskstudy + evaluation of test results in terms of need for further testing.

• Test results and directly derived values • Results of consulted relevant sources of information (geotechnical, geological and hydrogeological data) • Recommendations for further testing

Global geotechnical investigation assignment • Deskstudy • Planning and execution of investigation • Reporting test results • Global evaluation of test results • Determination of baseline parameters **

• Test results and directly derived values • Results of consulted relevant sources of information (geotechnical, geological and hydrogeological data) • Recommendations for further testing • Global evaluation of investigation • Baseline parameters for geotechnical design

Geotechnical control tests/monitoring: • Planning and execution of control tests • Planning and execution of monitoring

• Results control tests • Results monitoring

Geotechnician*

Geotechnical expert*

Geotechnician*

* With respect to the required qualification of the person in charge of the geotechnical survey a distinction is made between geotechnician and geotechnical expert (see textbox) ** Baseline parameters are lower bound values of geotechnical characteristics, embedded in a safe approach of the design (see further)

66

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 66

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Abstract In order to assure a better and uniform quality for geotechnical investigations in Belgium the Belgian member society of ISSMGE decided to draw up a set of several standard procedures for geotechnical investigations, and a TaskForce to tackle the problem was created. As CPT are the primary tests in nearly any soil survey in Belgium the drawing up of a standard procedure for CPT jobs was set out as a primary goal of the TF. This paper describes the general approach of assignments for geotechni-

cal investigation and design (the General Provisions document), and the 2 CPT documents referring to respectively the planning, execution and reporting of CPT-jobs, and the general qualitative and/or quantitative advice for geotechnical design based on CPT results.

Figure 1 - Covers op standard procedures Cone penetration tests part 1 and 2. Registration of geotechnician/geotechnical expert by BGGG-GBMS and BSIGRM (Belgian Society for Engineering Geology and Rock Mechanics) Within the framework of the standard procedures for geotechnical investigation, the need to provide the required qualification for the author of the report (in most cases also the person in charge of the survey) was recognised. Therefore the implementation of a registration system for geotechnicians and geotechnical experts was initiated. • A geotechnician is responsible for drawing up and reporting of the geotechnical investigation, differentiated for different type of tests (CPT, sampling, geophysiscal tests, laboratory tests …) • A geotechnical expert is responsible for evaluation of the geotechnical investigation, and for geotechnical consultancy and design, differentiated for the geotechnical category of the construction concerned.

Tabel 2 - Types of assignment for geotechnical design Type of assignment

Scope of assignment

D1

Advice regarding geotechnical design; this type of assignment is further differentiated into 4 subcategories, with respect to whether qualitative or quantitative advice is given, and also with respect to the geotechnical category (in accordance with EC7) of the considered project.

D2

Full geotechnical design of the construction.

D3

Geotechnical support during construction.

D4

Implementation and follow-up of geotechnical monitoring.

General Provisions document The General provisions document defines the different types of assisgnments for geotechnical investigations (G1 to G4). The scope of the assignement, the content of the report and the required qualification for the person in charge of the survey are summarized in table 1. For the proposal of different types of assignments the French approach of “Missions d'ingénierie géotechnique” [4] was an inspiration source.

The General Provisions document also defines different types of assignments for geotechnical design. The main topics are summarized in table 2.

•  consult relevant sources of information (geotechnical, geological and hydrogeological data, history of the site); • chose the type of test in accordance with the predominant failure mechanism(s); •  chose the number of tests in accordance with the homogeneity/heterogeneity of the subsoil and the risk level of the project.

As stated the general provisions also give guidance for the extent of a geotechnical survey (type and number of tests) for different type of constructions. In order to set out the extent of the investigation one should: •  define the geotechnical category of the construction project;

The type of test to be executed (CPT, sampling, laboratory tests …) is determined on the basis of scores attributed to the risk level of the construction (e.g. depth of excavation), the soil profile (homogeneous/heterogeneous, presence of soft clays, peat), distance to constructions sensitive to settlement …

67

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 67

A document with the criteria and the procedure for granting a registration as geotechnician or geotechnical expert by the BGGG-GBMS and BSIGRM is being drafted. Start of implementation is expected in 2019.

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Figure 2 - Screenshot DOV website with locations op CPT and borings (orange and green dots).

o  presence of backfill material, waste materials; o presence of foundation remnants; o presence of contaminated soils.

• Specific data concerning the extent of the CPT survey: o number of tests; o location of tests (plan with X,Y-coordinates in general coordinate system and absolute elevation Z); o depth to be reached (or required thrust capacity op CPT-equipment); o CPT-type (electrical, piezocone, mechanical) and application class; o use of friction reducer (imposed or not); Information to be obtained by CPT-company prior to execution of the CPT: • the location of public utility pipes in the vicinity of the test location; • for assignments type G2 and G3 the CPT-company shall consult relevant sources of information (geotechnical, geological and hydrogeological data, history of the site). • a site reconnaissance giving an indication of practical problems to be expected during the survey (this is however optional, depending on the assignment given by the client).

For the number of tests recommended values are given , depending on the nature of the geotechnical problem, geology and soil conditions.

and/or solicitation and limited risk level and construction projects of medium to great size and with medium risk level.

This recommendations are intended to give guidance, but the engineering judgment and competence of the geotechnical expert remain of paramount importance.

For the former, requirements are less strict (e.g. mechanical CPT are also accepted while for the latter only electrical CPT may be used). This is done so as to make no unrealistic requirements for CPT-jobs for simple projects like dwellings.

Standard procedures for CPT – part 1 The standard procedure for CPT – part 1 gives guidance for planning, execution and reporting of CPT soil investigations. Responsibilities are clearly assigned, either to the client (or its representative) or to the CPT-company. In addition an order form resp. a standard specification format for a CPTassignment is given. In the standard procedures distinction is made between construction projects with limited size

Planning phase Information to be submitted by client prior to execution of the CPT: • Accessibility (use of CPT-truck, track-truck or light weight CPT system) and attainability of the test site. • History of the site, relevant for the execution of the CPT such as: o presence of underground utility pipes on private domain;

68

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 68

Execution phase CPT are to be executed and test results reported in accordance with ISO-standards EN ISO 22476-1 (electrical and piezocone CPT) and EN ISO 22476-12 (mechanical CPT). Further following information is to be reported: • cone type; •   reference readings of the measured parameters, before and after test;
 • time registration during test; • calibration data of cones and sensors (to be provided if requested by client); CPT-results in digital form are to be added to the report. Standard procedure for CPT – part 2 The standard procedure for CPT – part 2 gives guidance for general qualitative and/or quantitative advice for geotechnical design on the basis of the CPT test results. CPT assignments type G2 and G3 can be combined with assignments type D1 (Geotechnical advice regarding geotechnical design); this type of assignment is further differentiated

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


into 4 subcategories, with respect to whether qualitative or quantitative advice is given, and also with respect to the geotechnical category (in accordance with Eurocode7) of the considered project). The report of a type D1 assignment for ge-

otechnical design, shall anyway clearly be separated from the report of the corresponding assignment of geotechnical investigations type G2 or G3. Essential topics to be dealt with in assignments type G2 are:

Figure 3 - Site plan with CPT locations of the actual soil investigation and available test locations.

• desk study prior to the planning and execution of the CPT; the aim is to specify adequately the number and location of tests, taking advantage of available test data, knowledge of the geology of the project site, relevant historical data (e.g. presence of gullies due to major breaching of dikes, filled in ancient canals and ditches …); in Belgium geotechnical data (CPT results, boring logs, water level measurements …) can be downloaded from the respective sites Database of the subsoil of Flanders (DOV) for Flanders and Géoportal de la Wallonie for Wallonia; fig 2 shows a screenshot from the DOV website. • reporting of test results as stated in the CPT-1 document •  evaluation of CPT test results, compared and matched with existing test data in the vicinity and geology of the site. •  A synthesis of the soil investigation program; • Proposal for extra CPT (type, number, location and depth) and/or other tests if deemed necessary; this is substantiated with analysis of the executed tests and available information (homogeneity/heterogeneity of the soil profile, any anomalies, disruptive elements (e.g. filled in ditches and canals, gullies …) Essential topics to be dealt with in assignments type G3 are: •  Desk study prior to the planning and execution of the CPT, according to requirements type G2

Figure 4 - Linear ground profile with 2 homogeneous zones and representative CPT profiles, CPT1 and CPT2

69

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 69

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


Tabel 3 - Table from Belgian National Annex to EC7 qc (MPa)

Rf (%)

γk above GWL ** (kN/m³)

γk beneath GWL** (kN/m³)

ϕ’k (°)

c’k (kPa)

cu,k (kPa)

Soil type

compacity/ Secondary soil type consistency

Gravel*

-

medium dense dense

10 – 20 > 20

<1

18 19

20 21

35 40

0 0

-

Silty or clayey

medium dense dense

10 – 20 > 20

1-2

19 20

21 22

32 37

0 0

-

-

loose medium dense dense very dense

2-4 4-10 10-15 > 15

<1

16 17 18 18

27 30 32 35

0 0 0 0

Silty or clayey

loose medium dense dense very dense

2-4 4-10 10-15 > 15

1-2

16 17 18 19

18 19 20 20

25 27 30 32

0 0 0 0

-

-

soft medium stiff stiff very stiff

0.4-1 1-2 2-4 >4

2-4

17 18 19 20

17 18 19 20

22 22 22 22

0 2 4 8

10 25 50 100

sandy

soft medium stiff stiff very stiff

0.4-1 1-2 2-4 >4

1-3

17 18 19 20

17 18 19 20

25 25 25 25

0 2 4 8

10 25 50 100

-

soft medium stiff stiff very stiff

0.4-1 1-2 2-4 >4

3-6

16 17 18 19

16 17 18 19

20 20 20 20

2 4 8 15

20 50 100 200

sandy

soft medium stiff stiff very stiff

0.4-1 1-2 2-4 >4

2-5

16 17 18 19

16 17 18 19

22 22 22 22

2 4 8 15

20 50 100 200

medium stiff stiff very stiff

0.2-0.5 0.5-1 >1

>6

10 12 14

10 12 14

15 15 15

2 5 10

10 20 40

sand

loam

clay

peat

18 19 20 20

-

* For natural gravel deposit; for backfilled gravel γ’k = 35° should be adopted. For temporary constructions a limited cohesion can be adopted, provided substantial motivation and arrangements for control. ** GWL = freatic groundwater level

•  reporting of test results according to requirements type G1 • synthesis of soil investigation and proposal for extra tests according to requirements type G2 • determination of baseline parameters for geotechnical design; Baseline parameters are lower bound values of geotechnical characteristics, embedded in a safe approach of the design. The choice of these parameters take into account possible limitations (type and number of tests) of the

soil investigation, and possibly whether or not adequate monitoring was provided. These baseline parameters are therefore to be considered as guide values. They can be maintained or adjusted when a complete design study is carried out. Shear strength characteristics on the basis of CPT values, as given in the table of the Belgian National Annex of Eurocode 7, are an example of such baseline parameters (table 3).

ing to values for density and shearing resistance parameters, that may be considered as characteristic values.

Representative qc-values for each considered layer are entered as input in the table, lead-

Providing the ANB-table has a double finality: •  on the one hand these conservative

70

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 70

Values for deformation characteristics can also be derived from CPT-values, but one should be aware of the fact that these are only approximate, and do not take into account the stress dependency of deformation characteristics.

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


assumptions are in accordance with the provisions of Eurocode 7, as a limited geotechnical investigation (with no laboratory testing) corresponding to a higher level of uncertainty, should result in safer/ more conservative values for geotechnical characteristics • on the other hand the geotechnical expert can propose better geotechnical characteristics if substantially justified; if not the values proposed in the ANB table prevail. Assignments D1 for geotechnical advice a) Assignment type D1.1 General qualitative advice concerning foundation concepts, their feasibility, main concerns (e.g. presence of layers sensible to settlement), necessity of groundwater lowering, … without however going into detail and without calculations or quantitative substantiation. This qualitative advice is relative to the considered construction project (e.g. number of floors of building, underground construction levels …), and specific features of the project. One of the objectives of the implementation of the CPT standard procedures was to do away with passe-partout design advice and calculations, that were meant to cover a range of hypothetic foundation systems. b) Assignment type D1.2 This type of assignment results in an evaluation of the CPT results and in a qualitative advice (as described in D1.1), along with exploratory calculations in support of the qualitative advice. The evaluation of the CPT test programme takes into account the results of the CPT test programme and also the results of available test data, knowledge of the geology of the project site, and relevant historical data, as reported in the desk study. Fig 3 shows a site plan with locations of new and already available CPT. Based on these data the project site is divided in one or more geotechnically homogeneous zones, each zone represented by a corresponding representative CPT profile. To do so one or more linear ground profiles may be drawn up, resulting in the above mentioned geotechnical zoning. Fig 4 shows an example of linear ground profile, with representative CPT for corresponding homogeneous zones and proposed soil layering.

For each soil layer appropriate geotechnical baseline parameters are attributed, as stated above. Subsequently calculations for bearing capacity (shallow or deep foundations) and settlement analysis are made for each representative soil profile. This evaluation can also result in a detailed proposal for additional tests (as well CPT or other in situ and laboratory tests). Conclusions By setting up a system of standard procedures for geotechnical investigation the BGGG-GBMS wants to assure a good and uniform quality for these surveys in Belgium. The CPT-documents part 1 and 2 (together with the general provisions document) are an important first step towards this goal. CPT are after all, for nearly eighty years, the primary tests performed in any geotechnical investigation (if not inappropriate due to hard soil or rock conditions). A framework for quality assurance in geotechnical investigations has been drawn up, with clearly assigning responsibilities to parties concerned. The standard procedures are to be referred to in the Belgian National Annex of Eurocode 7, and by doing so enforced for use in professional practice. The corner stone of this project is the registration procedure for the persons responsible for the geotechnical surveys and their evaluation, as there are the geotechnician or the geotechnical expert. A document with the criteria and the procedure for granting a registration as geotechnician or geotechnical expert by the BGGG-GBMS and BSIGRM is being drafted. Start of implementation is expected in 2019. The author wishes to thank the Board of BGGG-GBMS and the members of the Taskforce for their contribution and support to accomplish this task. References [1]  Standaard procedures voor geotechnisch onderzoek: algemene bepalingen. (also available in French) http://www.bggg-gbms.be [2]  Standaard procedures voor geotechnisch onderzoek: sonderingen – Deel 1: Planning, uitvoering en rapportering. (also available

71

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 71

in French) - http://www.bggg-gbms.be [3  Standaard procedures voor geotechnisch onderzoek: sonderingen – Deel 2: Geotechnisch advies bij het ontwerp. (also available in French) - http://www.bggg-gbms.be [4]  French standard NF P 94-500 Missions d'ingénierie géotechnique [5]  Databank Ondergrond Vlaanderen-DOV https://www.dov.vlaanderen.be [6]  Géoportal de la Wallonie http://geoportail.wallonie.be/home.html

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


50 years in the forefront of innovated CPT technology

In 1968 Arie Pieter van den Berg founded A.P. van den Berg in Heerenveen which focused on the design and production of machines and equipment for Cone Penetration Testing (CPT). This by origin Dutch soil investigation method was still in its infancy and Arie van den Berg assumed the role of ambassador for this technology. In a relatively short time, he contributed to a worldwide acceptance of the method and the associated CPT technology and managed to build a strong international reputation for his company. In 2018, the year that the company celebrates its 50th anniversary, this reputation still stands. The drive for innovation, the high product quality and in-house engineering and production are main success factors behind their leading market position. The introduction of the very compact and fully automated SingleTwist™-system, attests the focus on innovation once again.

All it takes to put together an automated CPT system, i.e. one that performs a full CPT and a subsequent complete reel-in of the string on a single operator command, is a Folder, a Twister and a Sprocket (a wheel to connect the two). This very compact SingleTwist™ system can be combined with virtually any A.P. van den Berg pusher, including onshore COSON penetrometers and ROSON seabed systems. Needless to say that, since the ST-rods come fitted with an Icone cable, users enjoy the full bandwidth of A.P. van den Berg’s digital bus and become compatible with all Icone sizes and all available click-on modules: Seismic, Conductivity, Magneto & Vane. COSON-ST: fast & hands-free CPT machine for onshore soil investigations The COSON-ST builds on the unrivalled track record of the Icone technologies and large range of CPT rigs including the Track-Truck®, an A.P. van den Berg invention. Through the years each design is continuously improved, i.a. resulting in developments that enhance the operator’s working conditions. One example is the COSON double acting penetro-

ST-rods: the (un)folding CPT string The basis of the SingleTwist™-system consists of the (un)folding ST-rods. These rods can be in one of just two states, twisted or untwisted, and it takes very little to transform them from one state to another. Untwisted, the ST-rods behave a bit like a pearl necklace and can be easily folded onto a reel. Once twisted, the rods form a solid CPT string with a push/ pull/buckle performance equal to a string of standard CPT rods. Because the rods have a self-seeking bayonet thread they close effortlessly and require just a final, short, single twist to become firmly interlocked, hence the name SingleTwist-rods. Having rods with this patented design, the transformation process during CPT pushing as well as pulling is like a natural flow and done almost entirely mechanically, making it very robust indeed.

72

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 72

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


meter for continuous pushing in combination with the automatic rod screwing device, that will fasten the rods automatically once the rod is placed in this device. This combination reduces handling requirements for the operator. Hence, less physical strain. The remaining challenge has been to create a fast CPT system that does not require any manpower at all, has a compact design to fit a CPT cabin and is compatible with all Icone click-on modules. The COSON-ST is the answer. By integrating the patented SingleTwist™system into a CPT cabin with the COSON penetrometer, a fast CPT machine for hands-free operations is created. Several folder sizes are available holding up to 70 m of CPT string. The COSON-ST does not require any manpower during the push/pull cycle of a CPT. The operator only has to provide the start/stop signals. The pushing process is continuous, generally resulting in shorter pushing times, increased penetration depths and no dissipation effects associated with a single clamp’s discontinuous pushing process. The pulling process with the COSON-ST is also 20% faster than with a single clamp system, so the total CPT cycle time is reduced considerably.

ROSON-ST: up to 50 m CPT with the compact & easy to handle seabed CPT system The ROSON-ST builds on the unrivalled track record of the existing ROSON and Icone technologies. The digital Icone has been around for almost 15 years and the ROSON technology has proven itself for robustness, reliability and CPT quality over the last 35 years. The remaining challenge has been to eliminate the need to support the CPT string, particularly with ever increasing CPT depths. This external string support makes a ROSON system heavier, more difficult to handle and time consuming to set up. Compact solutions available today introduce shortcomings of their own, concerning achievable penetration depth, data reliability, cone sizes to choose from and increased wear and tear. The ROSON-ST, the integration of the patented SingleTwist™system into the proven ROSON system, is the answer to these issues.

require any exterior CPT string support, assuring fast deployment and high productivity. The use of the patented ST-rods ensures the straight push that may be expected from a CPT system. It is suitable for 50 m penetration. The standard configuration with a 10 tons pushing force will be more than enough for the majority of your projects, but a 20 tons version is also available.

Through the compact design, the ROSON-ST is easy to handle from most vessels. It can be deployed for projects from shallow to ultradeep water. Both a 1,500 m version as well as a deep water version for water depths up to 4,000 m are available. The ROSON-ST does not

Johan de Lange (j.delange@apvandenberg.nl) or Eddy Kuiper (e.kuiper@apvandenberg.nl).

73

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 73

“Live” experience of the unique system During CPT’18 on 21 and 22 June in Delft (the Netherlands) A.P. van den Berg will be demonstrating the COSON-ST, so everyone is cordially invited for a “live” experience of this unique system. Interested attendees of CPT’18 can simply visit A.P. van den Berg’s exhibition space (both inside and outside). Those who are not attending the conference, but are interested in a demo, can make an appointment by contacting.

GEOTECHNIEK SPECIAL CPT’18 - June 2018

15/05/18 22:15


N55 GEO Special_Opmaak 1 17-07-13 16:06 Pagina 17

Abstract

Download all back issues of Geotechniek

The Dutch company MI-Partners and the Technical University of Delft are two partners in the European Consortium NeTTUN. This consortium consisting of 21 partners has the goal to significantly improve tunnel boring. MI-Partners and the TU Delft will develop a system that generates a map of the soil in front of the boring head. Using this map the tunnel boring process can be made more robust and safer.

Table 1

Surface vibrator

TBM vibrator

Use Environment Dimensions Positioning

Stand-alone Atmospheric; open air ‘Unlimited’ Manual

Typical mass

Baseplate: 200 kg Reaction mass: 1000 kg

In TBM >> 5 bar; > 50°C; dirt Limited by TBM dimensions Automatically; retraction during excavation Baseplate: 50 kg Reaction mass: 80 kg

sensors and vibrator into the image map of the ground.

Read all recent articles online

Figuur 3 - Schematic picture of the vibrator and sensors mounted on the TBM. The force wave is sent by the vibrator and its reflections are sensed in various ways depending on the soil structure.

thermore all obstacles that are present in the ground should not damage the vibrator and the sensors. Hereto, predictive modelling is used, where the behaviour of the system under these various circumstances is modelled e.g. in Finite Element models.

The biggest challenge is to combine the precision equipment and sensitive measurement devices into the harsh environment of a tunnel boring Promote your company, product or expertise machine. The vibrator and the sensors should have to work accurately under a wide range of environAt the end of this year a stand-alone prototype mental properties. The local temperature and TBM vibrator will be finished which will be tested pressure can change over a wide range, and furin the field during 2014. At the end of 2016 the

system should be fully integrated onto the TBM which will lead to a safer way of making tunnels.

Acknowledgements This research is part of the NeTTUN project, which receives funding from the European Commission’s Seventh Framework Programme for Research, Technological Development and Demonstration (FP7 2007-2013) under Grant Agreement 280712. www.nettun.org 

...at www.vakbladgeotechniek.nl

You want to reach the Dutch and Belgian Geotechnical market? Choose for GEOTECHNIEK: independent and indispensible. Ask for more information about advertisements and sponsorships (including interesting publicity packages): info@uitgeverijeducom.nl. EDUCOM Publishers, P.O. Box 25296, 3001 HG Rotterdam, The Netherlands.

Uitgeverij Educom

www.uitgeverijeducom.nl www.vakbladgeotechniek.nl

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 74

15/05/18 22:15


Invitation Saturday June 23rd

Hello, my name is Nick and this is the latest fully digital P10CFPTxy piezocone manufactured by Gouda Geo-Equipment with real-time temperature compensation. Sturdy, wear resistant and very precise. The new benchmark in CPTu testing! Do you want to learn more? I heartily invite you to visit the CPT demonstration on Saturday June 23rd organised by Gouda-Geo in Hillegom... Where? Satellietbaan 8 in Hillegom (20 minutes south of Schiphol Airport) When? Saturday June 23rd, 2018 starting at 10h00

ouda-Geo’s phew of G ne ar ye sionate 7 Nick is pas Nick is the rik Omtzigt. E d walk. ul or ct co ire he d sales nce the day si ry or ne ct hi ire about mac technical d will be our he s p ha ) ;Per tell nly time will one day. O

How to get there? A (free of charge) bus will leave Saturday morning at 9h30 from the Christiaan Huygensweg in Delft and will take you to Hillegom. How to get back? Gouda-Geo has a number of drivers to take you back to your hotel or to the airport.

Gouda Geo-Equipment B.V. Satellietbaan 8 - 2181 MH Hillegom - The Netherlands Tel. + 31 (0)715.318.475  www.gouda-geo.com

OVER 50 YEARS WORLDWIDE EXPERIENCE

geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 75

15/05/18 22:15


Quality, Accuracy, CPT Innovator

Eijkelkamp GeoPoint SoilSolutions is the leading manufacturer of CPT solutions. Known for quality, accuracy and user-friendliness. The products that get the results you need! We offer and extensive range of innovative and practical survey equipment, developed for obtaining very accurate and detailed geotechnical data.      

Digital CPT(u) cones SonicCPT electrical cones Environmental cones Magnetometer cones Inclinometers Piezometers

Meet the difference geotechniek _CPT18_Special_2018.indd 76

     

Seismic CPT NEW! SoilVision CPT Data acquisition equipment GeoExplorer software NEW! Compact CPT Rig NEW! Drill’n CPT

Rijkstraatweg 22F 2171 AL Sassenheim, The Netherlands

T +31 71 301 9251 E info@eijkelkamp-geopoint.com I eijkelkamp-geopoint.com

15/05/18 22:15

Profile for Uitgeverij Educom

Geotechniek Juni 2018  

Onafhankelijk vakblad voor het geotechnische werkveld.

Geotechniek Juni 2018  

Onafhankelijk vakblad voor het geotechnische werkveld.

Recommendations could not be loaded

Recommendations could not be loaded

Recommendations could not be loaded

Recommendations could not be loaded